și Materiale de Construc ție A.P.D.P. București SESIUNEA ȘTIINȚIFICĂ STUDEN ȚEASCĂ INGINERIA INFRASTRUCTURII TRANSPORTURILOR IIT 2012 faza local ă… [621393]
U.T.C.B. – C.F.D.P.
Departamentul Drumuri, C ăi Ferate
și Materiale de Construc ție A.P.D.P.
București
SESIUNEA ȘTIINȚIFICĂ STUDEN ȚEASCĂ
INGINERIA INFRASTRUCTURII
TRANSPORTURILOR
IIT 2012
faza local ă
ediția a II-a
9 Martie 2012, Bucure ști
CONSPRESS BUCURE ȘTI
ISBN: 978-973-100-206-4
U.T.C.B. – C.F.D.P.
Departamentul Drumuri, C ăi Ferate
și Materiale de Construc ție A.P.D.P.
București
SESIUNEA ȘTIINȚIFICĂ STUDEN ȚEASCĂ
INGINERIA INFRASTRUCTURII
TRANSPORTURILOR
IIT 2012
faza local ă
ediția a II-a
9 Martie 2012, Bucure ști
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
1
COMITETUL DE ORGANIZARE
o Președinte :
Conf.dr.ing. Carmen R ĂCĂNEL – Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
o Membri :
Prof.dr.ing. Mihai DICU – Decan Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B. Șef lucr.ing. Ștefan LAZ ĂR – Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
Asist.ing. Adrian BURLACU – Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B. Asist.ing. Mihai Gabriel LOBAZ Ă – Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
COMITETUL ȘTIINȚIFIC
o Președinte :
Prof.dr.ing. Stelian DOROBAN ȚU– Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
o Membri :
Prof.dr.ing. Constantin ROMANESCU – Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
Prof.dr.ing. Constantin RADU – Fa cultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
Prof.dr.ing. George STOICESCU – F acultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
Prof.dr.ing. Elena DIACONU – Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B. Conf.dr.ing. Stelian PO ȘTOACĂ – Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
Conf.dr.ing. Valentin ANTON – Facultatea C.F.D.P. – U.T.C.B.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
2
CUPRINS
1. BALMUȘ Silviu –Modele statice pentru calculul suprastructurii c ăii.
îndrum ător: conf.dr.ing. Stelian PO ȘTOACĂ
2. BÂRSAN Andrei Ștefan –Identificarea varia ției rugozit ății prin modelare
experimental ă în laborator.
îndrum ător: prof.dr.ing. Mihai DICU
3. BRANCIU Ioana –Utilizarea fibrelor de polipropilen ă în mixturi asfaltice. studiul
comportării la deforma ții permanente.
îndrum ător: conf.dr.ing. Carmen R ĂCĂNEL
4. CHIRIȚĂ Adriean Gheorghe –Studiul si dime nsionarea unei structuri cu functii
complexe pentru calea ferata.
îndrum ător: prof.dr.ing. Anton CHIRIC Ă
5. DRAICA Vasile Nicu șor –Influen ța gradului de compactare asupra calit ăților
mixturilor bituminoase în exploatare.
îndrum ător: prof.dr.ing. Elena DIACONU
6. GHINEA (Enache) Otilia Simona –Evaluarea influen ței tipului de bitum în cazul
mixturilor asfaltice cu fibre folosind în cercarea la încovoiere în patru puncte.
îndrum ător: conf.dr.ing. Carmen R ĂCĂNEL
7. VOICU Elena Lavinia –Utilizarea fibrelor de polipropilen ă în mixturile asfaltice –
Studiul Modulului de rigiditate.
îndrum ător: conf.dr.ing. Carmen R ĂCĂNEL
8. LUPU Oana –Utilizarea sistemelor informa ționale geografice pentru inventarierea și
monitorizarea st ării infrastructurii de transport.
îndrum ător: prof.dr.ing. Mihai DICU
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
39. MODREANU Dorinel –Studiu de ca z privind structura aeroportuar ă a aerodromului
Strejnic.
îndrum ător: conf.dr.ing. Carmen R ĂCĂNEL
10. NAOM Iulia –Utilizarea sistemelor manageri ale în activitatea de gestionare la
drumuri.
îndrum ător: prof.dr.ing. Mihai DICU
11. NEACȘU Adriana –Estimarea deforma țiilor permanente la mixturile asfaltice
stabilizate cu fibre.
îndrum ător: conf.dr.ing. Carmen R ĂCĂNEL
12. RĂDUCANU Rodica Cristin a –Utilizarea fibrelor de polipropilen ă în mixturile
asfaltice –Studiul comport ării la oboseal ă.
îndrum ător: conf.dr.ing. Carmen R ĂCĂNEL
13. SÂIA Valeriu Lucian –Geometria c ăii la viteze mari. Compara ție între diferitele
modele de curbe progresive.
îndrum ător: conf.dr.ing. Stelian PO ȘTOACĂ
14. TUDOR Mihaela –Construirea dreptei de oboseal ă a mixturilor asfaltice de tip
“warm mix”, folosind încercarea la încovoiere în patru puncte.
îndrum ător: conf.dr.ing. Carmen R ĂCĂNEL
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
4
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
5
MODELE STATICE PENTRU CALCULUL
SUPRASTRUCTURII C ĂII
Balmus Silviu, Facultatea de C ăi Ferate Drumuri și Poduri, master IIT, anul II, e-mail :
sbalmus@gmail.com
Indrumator: Postoaca Stelian, Conf. Dr. Ing. Facultatea de C ăi Ferate Drumuri și Poduri,
e-mail : postoaca@cfdp.utcb.ro
Rezumat
Realizarea unei c ăi stabile și durabile, capabil ă să preia sarcinile in continua cre ștere
ale materialului rulant la v iteze din ce in ce mai ridicate, și care să corespund ă condițiilor de
siguranța, confort și economicitate, dar și cerințelor și exigențelor impuse c ăilor ferate au
impus ca pretutindeni s ă se caute solu ții noi in ceea ce prive ște structura c ăii.
Lucrarea “Modele statice pentru calculul suprastructurii c ăii” prezinta metode de
dimensionare a liniei de cale ferat ă astfel încat structura acestora s ă fie potrivit ă pentru
sarcinile pe care trebuie s ă le preia, dar și pentru posibilele eforturi și deforma ții rezultate.
Calculele conven ționale pentru liniile de cale ferat ă sunt limitate la sarcini qvasi-
statice a structurii acesteia, schematizat ă sub forma unei grinzi a șezate pe un suport elastic.La
sarcina static ă se adaugă o creștere dinamic ă.
Cuvinte cheie : structura c ăii, sarcinile rotii, eforturi, supo rt feroviar, modele de calcul.
1.MODELE DE CA LCUL DE BAZ Ă
1.1. Modelul Winkler
În calculele elementare es te adesea presupus faptul c ă ipoteza lui Winkler
se aplică pentru suportul liniei ferate. Aceast ă ipoteză a fost formulat ă în anul
1867 și prevede faptul c ă in fiecare punct, efortul unitar de compresiune este
propoțional cu tasarea local ă.
Figura 1. Modelul suport Winkler
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
6 σ = Cw (1)
unde: σ = efort unitar de compresiune local ă pe suport, N/m2;
w = tasarea local ă a suportului, m;
C = coeficient de tasare (coeficient Winkler), N/m3.
1.2. Suportul feroviar discret
Considerăm situația unei șine sprijinite discret (Figura 2). Între for țele
verticale F(x i) și un număr de suporturi de la x = x i cu aria suportului efectiv al
șinei A rs și deformarea w(x i), există urmatoarea rela ție în conformitate cu
Winkler: F(x
i) = CA rsw(x i) – kσw(x i) ( 2 )
k d = CA rs ( 3 )
k d =
–
(4)
unde:Q = sarcina vertical ă a roții (cu valoarea dat ă) pe șina, N;
Վw = însumarea tuturor deforma țiilor (măsurate) semnificative in imediata
apropiere a înc ărcăturii, m;
Figura 2: Modelul suportului elastic discret
(5)
Din ecuațiile (4) si (5) rezult ă:
kd =
kt o t (6)
Din care se arat ă că întodeauna k d<ktot .
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
7Valoarea medie a presiunii de contact pe un suport discret este conform
Figurii 2:
σrs(xi) =
(7)
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
8 1.3. Suportul continuu al șinei
În acest caz, se consider ă o sarcină distribuit ă p(x) între șină și structura
de susținere (Figura 3), care este, în conf ormitate cu Winkler, proportional ă cu
funcția de deformare w(x):
Figura 3: Modelul suportului elastic continuu
p ( x ) = k w ( x ) ( 8 )
Unde: k= coeficient ul de pat, N/mm;
În acest caz presiunea de cont act pe suportul continuu al șinei este:
σrs (x) =
( 9 )
Unde b c este latimea benzii de sprijin sub sina.
2. MODELUL GRINZII PE O FUNDATIE ELASTIC Ă
2.1 Soluția ecuației diferen țiale
Se ia în considerare o șina infinit de lunga (calea far ă joante) cu rigididate
la incovoiere EI care este sus ținuta continuu de o funda ție elastic ă cu
coeficientul funda ției k si incarcat ă conform Figura 4 de o roat ă cu sarcina Q la
x=0. Acest calcul al grinzii a fost pentru prima dat ă propus de c ătre
Zimmermann.
Figura 4: Modelul grinzii infinite pe o fundatie elastic ă
Unde: Q= sarcina ro ții, N;
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
9 El= rigiditatea la incovoiere a șinei, Nm2;
k = coeficientul de pat, N/mm; w(x) = deforma ția șinei in punctul x, m.
Pentru a deriva formula deforma ției w(x) a grinzii, trebuiesc scrise mai
întâi cerin țele de echilibru pentru elementele grinzii ( Figura 5).
Cerin țele de echilibru:
(10)
(11)
Figura 5: Element de tip grinda (static)
Ecuația constituit ă este:
(12)
Din aceste ecua ții, poate fi derivat ă ecuația diferen țială a problemei:
(13)
Deoarece avem de a face doar cu sarcini concentrate, înc ărcătura
distribuita q(x) nu va fi luat ă în considerare aici (q = 0). Sarcina ro ții Q va fi
introdusă mai târziu ca o condi ție limită.
(14)
Condi ția limită pentru cazul în care x >0 sunt:
;
;
(15)
După înlocuirea cu o func ție exponential ă pentru deformare, solu ția
problemei este:
(16)
Reacțiunea distribuit ă a fundației reiese din ecua ția (16):
(17)
Momentul de încovoiere în grind ă reiese din ecua ția (12):
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
10
(18)
Cantitatea L în aceste ecua ții este așa-zisa lungime caracteristic ă
determinat ă de:
(19)
În plus, dou ă forme ale func ției sunt prezente:
x ≥ 0
(20)
x ≥ 0 (21)
Figura 6. Deformațiile și momentul încovoietor relative în calea far ă joante
încarcată cu o forța verticală concentrat ă.
Figura 7. Grinda infinit rigid ă pe fundație elastică
(22)
(23)
(24)
2.2. Sarcini multiple ale ro ții
Dacă există mai multe sarcinii ale ro ții, ca și în cazul de boghiuri, atunci
deformația rezultat ă și momentul de incovoiere sunt g ăsite prin intermediul
suprapunerii. În punctul x = 0 se reg ăsesc urmatoarele:
(25)
(26)
(27)
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
11În care l i este distan ța dintre sarcinile ro ții Q i în punctul x = 0.
Pentru a ilustra efectul de netezire al unui sistem de încarcare cu privire la
momentul de încovoiere, cele trei cazuri (a), (b) si (c) sunt examinate in Figura
8. În cazul (a) momentul ma xim pentru sarcina Q este:
(28)
În cazul (b) sarcina total ă este 2Q. Distan ța l, pentru care M este punct de
minim, se ridic ă la l = 0.5 π L astfel c ă, momentul maxim devine:
(29)
Figura 8. Efectul de netezire al unui sistem
de încarcare la momentul de incovoiere maxim
În cazul (c) sarcina totala este 3Q. Distan ța l pentru care toate momentele
sunt egale este l = 1.12L, în care:
(30)
2.3. Boghiul cu doua osii
Se consider ă situația în care o linie ferat ă infinit de lunga este încarcat ă de
un boghiu cu doua osii conform Figura 9 cu distan ța între ro țile de baz ă l
=1.25m. Lungimea caracteristic ă L este stabilit ă la 100 cm. Este utilizat ă sina
UIC 54 cu o rigiditate la încovoiere El = 4.93 kNcm2. Cu ajutorul diagramei η și
a diagramei μ, ambele deforma ții și momentul de încovoiere al șinei sunt
determinate în punctele A și B.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
12
Figura 9. Înc ărcarea din boghiu
Pentru o singur ă sarcină a roții Q = 125 kN deforma ția maxim ă și
momentul maxim de incovoiere sunt:
(31)
(32)
În punctul A:
(33)
(34)
În punctul B valorile devin:
(35)
(36)
2.5 Grinda cu articula ție (cale ferat ă cu joante)
Influența unei joante asupra deforma ției și a momentului de încovoiere
poate fi verificat ă cu ajutorul teoriei grinzii încovoiate sprijinit ă elastic. În acest
caz condi țiile de limit ă pentru x > 0 devin:
;
;
(38)
După înlocuirea cu o func ție exponential ă pentru deforma ție, soluția
problemei este:
(39)
Șina se termin ă la articula ție; maximul unghiului de înclinare total 2 α
dintre dou ă șine este:
(40)
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
13Momentul maxim absolut apare la x = πL/4:
(41)
Figura 10. Deformația și momentul de încoviere în cazul sprijinirii elastice.
3. MODELUL GRINZII DUBLE
Grinda superioar ă în fiecare model este șina, în timp ce cealalt ă grindă
reprezintă continuarea în structura de sus ținere care se datoreaz ă în mare parte
plăcii căii ferate sau alt ă consolidare a structurii.
Figura 11. Modelul grinzii duble(static)
Fără o încarcare distribuit ă pe șină ecuațiile diferen țiale pentru acest
model sunt:
(42)
(43)
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
14
Figura 12. Dependen ța deforma ției șinei de valoarea k 1 si k 2
4. MODELUL FUNDA ȚIEI PASTERNAK
p = k w ( 4 4 )
Pasternak presupune existen ța unor interac țiuni de forfecare între
elementele elastice. Acest lucru poate fi realizat prin conectarea capetelor
elastice cu grinda compus ă din elemente verticale rigide care mai apoi
deformeaz ă prin forfecare transversal ă.
Cerințele de echilibru:
(45)
(46)
Figura 13. Modelul funda ției Pasternak pentru grinzi
Ecuatia constitutiv ă în ceea ce prive ște momentul de încovoiere și
deformațiile:
(47)
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
15Luând rela ția de bază dintre efortul unitar de forfecare si deforma ția luată
în considerare, o rela ție liniară între for ța de forfecare și unghiul de forfecare
este:
(48)
Unde:G = modul de forfecare al funda ției, N/m2
A = aria sec țiunii transversale pentru for țele de forfecare ale
fundației,m2
Figura 14 . Deforma ția relativă a șinei și a momentului pentru modelul
fundației Pasternak
5.DETERMINAREA VALORII MED II A CONSTANTEI ELASTICE
Pentru a determina constanta elastic ă medie k d a suportului unei șine pe o
secțiune feroviar ă existentă, șina este înc ărcată de un boghiu cu doua ro ți cu
sarcini statice egale Q 1=Q 2=100KN. Distan ța dintre traverse a = 55 cm.
Deformațiile traverselor w j sunt măsurate la 11 traverse succesive cum este
indicat în tabel. Deforma țiile din afara acestei supra țete pot fi neglijate .
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
16 Numarul traversei
j Deforma ția traversei w j
[mm]
1 0.25
2 0.64
3 1.02
4 1.27
5 1.52
6 2.03
7 2.16
8 1.78
9 1.40
10 0.76
11 0.50
Se consider ă o situație general ă unde șina este incaracat ă de un num ăr de
roți cu sarcini diferite Q i și deforma șiile traverselor m ăsurate în aceast ă
suprafața selectat ă sunt w j, atunci derivata formulei generale pentru valoarea
medie a constantei elasti ce a unui suport este:
kd=
∑Qi = ∑Fj = k d∑wj → kd = ∑Qj/∑wj
După determinarea acestei formule se poate calcula constanta elastica k d
folosind sarcina dat ă a boghiului si setul de abateri masurate.
∑Qj = 100+100 = 200 kN;
∑wj = w 1 t/m w 11 = 13.33 mm
→ kd = 200*103/13.33 = 15004 N/mm = 15 kN/mm
Ca urmare a efectului de punte al șinei, o valoare mai mica pentru k d ar fi
găsita în compara ție cu valoarea ob ținută dacă suporturile individuale ar fi
testate.
6. CONCLUZII
Relația liniară asumată dintre sarcin ă-deformație este o aproxima ție. Cu
toate acestea, stratul suport este în esen ță non-liniar datorit ă traverselor
”agațate” locale și a modulului de elasticitate de pendent de eforturi. În plus,
relația poate varia local între punctele de sprijin din cauza comportamentului
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
17materialelor neomogene. O mai bun ă evaluare rezult ă din diferen ța dintre
masurătorile la diferite niveluri ale înc ărcării.
BIBLIOGRAFIE
[1]. COENRAAD ESVELD: “ Modern Railway Track”, T U Delft, 2001 .
[2]. MOCANU D.R., BUGA M., BURADA C., BRATES C.: “Calcule de
rezistență.Probleme speciale din domeniul feroviar” , Ministerul
Transporturilor, 1971 .
[3]. GORBUNOV-POSADOV M.I.: “ Calculul construc țiilor pe mediu
elastic” , Editura Tehnica, 1960 .
[4]. CARACOSTEA A.: “Manual pentru calculul construc țiilor”, Editura
Tehnica, 1977 .
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
18
IDENTIFICAREA VARIA ȚIEI RUGOZIT ĂȚII PRIN
MODELARE EXPERIMENTAL Ă ÎN LABORATOR
Autor: Bârsan Andrei Ștefan ,Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și Poduri, sec ția I.I.T., anul
de studiu II, e-mail: Andrei.Barsan@yahoo.com
Îndrumator: Mihai Dicu Prof. Dr. Ing. Universitatea Tehnic ă de Construc ții București, Facultatea de
Căi Ferate, Drumuri și Poduri
Rezumat
Articolul prezint ă importan ța rugozității îmbrăcăminților asfaltice în vederea ridic ării
gradului de siguran ța în circula ție. Factorii care inflen țează rugozitatea mixturilor asfaltice
sunt: conținutul de bitum și nisip din re țeta mixturilor asfaltice, duritatea agregatelor, modul
de execuție, textura pneurilor.
Modificarea rugozit ății în timp este scoas ă în eviden ța printr-o analiz ă comparativ ă
între rugozitatea m ăsurată pe o epruvet ă imediat dup ă confecționare și rugozitatea m ăsurată
pe o epruvet ă solicitată la tensiuni tangen țiale extreme, ob ținute prin frecare la contactul
pneu-carosabil realizat ă de mișcarea pe epruvet ă a unei roți blocate.
Cuvinte cheie: suprafa ța de rulare,rugozitate,coeficient de frecare
1. NECESITATEA ȘI OPORTUNITATEA TEMEI
Atât la nivel global cât și la nivel na țional, siguran ța rutieră este un domeniu
de actualitate și se află în atenția autorităților de profil datorit ă numărului mare
de accidente rutiere. În fiecare an, 1.17 milioane de oameni din întreaga lume î și
pierd viața în urma unui accident rutier și mai mult de 10 milioane de oameni
sunt mutila ți și răniți. Aproximativ 70% din aceste fatalit ăți au loc în țările în
curs de dezvoltare, 65% implic ă pietoni și 35% dintre pietoni sunt copii. Studii
în acest domeniu estimeaz ă faptul că în următorii 10 ani, cel pu țin 6 milioane de
oameni vor muri și 60 milioane vor fi r ăniți în țările în curs de dezvoltare, dac ă
nu vor fi luate m ăsuri urgente.
Pentru a preveni accidentele rutiere, pentru a minimiza gravitatea lor atunci
când au loc, cât și pentru a reduce severitatea r ănilor victimelor implicate în
astfel de evenimente, diverse progr ame, cu rezultate foarte clare și evidente au
fost proiectate și implementate în mai multe țări.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
19Unul dintre cele mai importa nte aspecte care influen țează in mod negativ
siguranța rutier ă și asupra c ăruia trebuie intervenit, este starea
necorespunz ătoare a infrastructurii rutiere.
Autoritățile responsabile de starea drumurilor trebuie s ă garanteze un nivel de
siguranță adecvat pe drumurile publice. Pentru a atinge acest scop,
managementul avansat de siguran ță rutieră ia în considerare nu numai metodele
corective tradi țonale, care se bazeaz ă pe analiza zonelor periculoase din trafic, ci
și întreaga durat ă de viață a infrastructurii.
Siguranța circulației pe drumurile mode rne este determinat ă de numero și
factori, dintre care o pondere important ă o are stabilitatea la derapaj pe
sectoarele în curb ă, în condi țiile defavorabile ale unei suprafe țe de rulare umede.
În asemenea situa ții, securitatea vehiculului poate fi asigurat ă numai dac ă se
mobilizeaz ă la contactul dintre pneuri și suprafa ța îmbrăcămintei o frecare
suficient de mare, capabil ă să împiedice mi șcarea de derapaj la ac țiunea forțelor
transversale sau alunecarea vechiculului spre exteriorul curbei. Stabilitatea
vehiculului la derapaj depinde deci de m ărimea aderen ței, iar aceasta este
condiționată printre altele de rugozitatea suprafe ței de rulare.
Rugozitatea este proprietatea suprafe ței de rulare a îmbr ăcăminților rutiere de
a prezenta asperita ți care asigur ă stabilitatea vehiculelor în mi șcare prin
realizarea unei aderen țe cat mai bune între pneu și cale.
Problema realiz ării unor suprafe țe rugoase și menținerea acestei rugozit ăți un
timp cât mai îndelungat devine din ce în ce mai important ă, pe măsura creșterii
intensității traficului și a vitezei de circula ție.
În condi ția de aderen ță intervine coeficientul de frecare. M ăsurarea
coeficientului de fre care pune în eviden ță anumite particularit ăți care fac ca
problema rugozit ății drumurilor s ă fie destul de complex ă.
Valoarea coeficientului de frecare depinde atât de rugozitatea suprafe ței de
rulare cât și de caracteristicile și starea pneurilor. Practic, coeficientul de frecare
al drumului variaz ă în limite foarte largi în func ție de prezen ța umidității, viteza
vehiculului, profilul și presiunea de umflare a pneului, forma și dimensiunile
agregatelor folosite, con ținutul de liant și modul de execu ție al îmbr ăcămintei.
Asperitațile suprafe ței drumului, ca și cele ale pneurilo r produc zone de
frecare uscat ă, favorizând aderen ța dintre pneu și carosabil, pe când pneurile
uzate și îmbrăcămințile lipsite de asperit ăți mențin pe suprafa ța de contact o
peliculă de apă. Dacă între suprafe țele de contact se interpun fluide sau
lubrifianți, se înlocuie ște frecarea uscat ă prin frecare umed ă, care este mult mai
mică.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
20
2. SITUA ȚIA PE PLAN INTERNA ȚIONAL
Literatura de specialitate este extrem de bogat ă în lucrări care pun în
evidență multe aspecte importante legate de rugozitatea imbr ăcămin ilor
asfaltice.
Conținutul de bitum din re țeta mixturii asfaltice este un factor major care
afectează rezistența la rulare. Excesul de bitum antreneaz ă întodeauna o sc ădere
sensibilă a coeficientului de frecare, trebuie deci s ă se recurg ă la un dozaj minim
de liant, îns ă, în condi țiile unei doz ări stricte, exist ă riscul ca unele granule s ă nu
fie bine înrobate. În acest caz, mixtura asfaltic ă este destul de rugoas ă dar nu are
suficientă coeziune, devine sf ărâmicioas ă sub acțiunea circula ției agregatele
minerale pot fi smulse sau dezgr ădinate din șosea.
Un aspect important este rela ția dintre rezisten ța la rulare și conținutul de
nisip din mixtura asfaltic ă, asadar cu cât con ținutul de nisip este mai mare cu
atât rezisten ța la alunecare este mai mare. Con ținutul de nisip determin ă gradul
de micro-rugozitate de pe suprafa ța carosabil ă. Microrugozitatea este
proprietatea suprafe ței granulelor minerale de a fi rugoase (cu asperit ăți) și este
influențată de rezisten ța la șlefuire a agregatului. Estimarea microrugozita ții este
data de rezisten ța agregatului la șlefuire accelerat ă.
Unii cercetatori sus țin că microrugozitatea are o influen ța mult mai
considerabil ă asupra rezisten ței la rulare decât macrorugozitatea.
Macrorugozitatea se refer ă la rugozitatea (asperitatea) geometric ă a
îmbrăcămintei și implicit la capacitatea acestei a de a drena apele de suprafat ă.
Figura 1 . Shema macro- și microrugozit ății
Dezvoltarea industr iei de autovehicule a condus la cre șterea perfoman țelor
pneului care trebuie s ă răspundă cerințelor de fiabilitate și de siguran ță în
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
21circulație. Astfel, au ap ărut o multitudine de pneuri, di ferite între ele din punct
de vedere constructiv, care au un nivel aparte de performan ță și care solicit ă în
cele mai diverse feluri suprafa ța carosabil ă. Pentru a explica degrad ările apărute
la suprafa ța îmbrăcăminții rutiere trebuie cunoscut ă influența caracteristicilor
constructive ale pneului.
a) Pneu
cu structur ă
diagonal ă
b) Pneu
cu structur ă
radial ă
Figura 2 . Tipuri de pneuri
După cum se observ ă în figura 2, contactul pneu-carosabil este par țial în cazul
pneurilor diagonale, ceea ce conduce la o solicitare în sens transversal direc ției
de mers, pe când, la pneul radial contactul cu suprafa ța carosabil ă este complet
pe urma sa, ceea ce conduce la solicit ări tangențiale în lungul direc ției de mers.
De asemenea, rezisten ța la rulare este influien țată de temperatura mediului ambiant,
care modific ă rigiditatea îmbr ăcă
minții asfaltice de la var ă la iarnă.
-20-10010203040T (°C)
Rezistența la
rulare
Figura 3 . Influența temperaturii asupra rezisten ței la rulare
Acest lucru conduce la o cre ștere a temperaturii din pneu, ceea ce presupune
creșterea rigidit ății acestuia cu repercursiuni asupra cre șterii rezisten ței la rulaj,
deci, a cre șterii uzurii la suprafa ța carosabil ă. S-a constat prin m ăsurători
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
22 experimentale c ă această încălzire a pneului se face progresiv p ănă la atingerea
unei temperaturi de echilibru cu cea a me diului ambiant. Timpul în care se
produce acest echilibru de temperaturi este de circa 30 minute la un autoturism,
iar pentru autovehicule mai grele acest timp cre ște de 3÷4 ori func ție de
dimensiunile pneului.
3. CONTRIBU ȚII PERSONALE
În lucrarea de fa ță se urmare ște a se cerceta varia ția indicatorului de
calitate cu privire la rugozitatea suprafe ței îmbrăcăminții rutiere, prin modelare
experimental ă în laborator.
Pentru simplificarea fenomenului de uzur ă a suprafe ței de rulare în timpul
perioadei normate de exploa tare a unui drum, se prefer ă utilizarea model ării
experimentale de laborator, care se bazeaz ă pe ipoteze simplificatoare de
simulare a fenomenului din realitate. O procedur ă de evaluare prin simularea in
laborator a fenomenului de uzur ă a suprafe ței de rulare in perioad ă de exploatare
a unui drum, poate fi analizat ă prin coeficien ți de performan ța. Aceștia
reprezintă practic ni ște coeficien ți adimensionali, exprima ți sub forma de
rapoarte între coeficientul de rugozita te SRT efectiv, masu rat dupa aplicarea
testului de uzura pe epruveta testate si SRT initial al suprafe ței epruvetei,
masurat înaintea începerii testului de uzur ă.
Pentru a pune in valoare performan ța comport ării la uzur ă pneu-carosabil la
straturile rutiere am folosit o procedur ă de testare in regim accelerat a
performan ței tipurilor de mixturi asfaltice.
Regimul solicitat este realizat prin solicitarea la tensiuni tangentiale extreme,
obținute prin frecare la cont actul pneu-carosabil realizat ă de mișcarea pe
epruvetă a unei ro ți blocate.
Performan ța se determin ă prin raportarea masura torilor de modificare a
rugozității suprafe ței supuse fenomenului de frecare la contactul pneu-carosabil
si suprafa ța adiacenta a epruvetei, unde nu se ac ționeaza la frecare cu roata
frânata.
Modificarea rugozita ții in timp, care va trebui ech ivalat cu perioada normata
de functionare a imbr ăcăminții asfaltice, se determin ă funcție de num ărul
ciclurilor de solicitare la frânare pe epruveta, care tr ebuie asimilat traficului
rutier din realitate.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
23 Varianta optima de re țeta de mixtur ă asfaltică utilizată la execuția stratului de
uzura, se poate determin a prin analiza comparativ ă a coeficientului de
performan ța la uzură.
Echipamentul utilizat la testarea propriu-zis ă a variației rugozita ții stratului de
uzură asfaltic, func ționează pe principiul identic al echipamentului de m ăsurare
in laborator a fag ășuirii straturilor asfaltice, deoseb irea fiind faptul ca roata este
blocată pentru realizarea for țată a uzurii suprafe ței de rulare.
Figura 4 : Determinarea uzurii suprafe ței
La noi in țara, pentru determinarea coef icientului de frecare se
foloseste, conform STAS 8849-83, aparatul tip pendul SRT (Skid Resistance Tester). Coeficientul de frecare se m ăsoara cu ajutorul unui pendul de mas ă M
care este l ăsat sa cad ă de la o anumit ă inăltime H. Prin frecarea pl ăcii de cauciuc
prinsă de capul pendulul ui de epruveta ob ținută din suprafa ța imbrăcămintei
drumului, o parte din energia pe care o posed ă pendulul este absorbit ă, ceea ce
face ca pendulul sa se ridice la o in ăltime h<H. Energia absorbit ă prin frecare
depinde de coeficientul de frecare al suprafe ței incercate, de lungimea pe care s-
a produs frecarea si presiunea exercitat ă de pendul pe suprafa ța de încercat.
Cunoscând valorile marimilor M, P, L si H care sunt constante ale aparatului si
determinând valoarea lui h prin citire pe scala gradat ă a aparatului se poate
calcula coeficientul de frecare cu rela ția:
KMH h −()⋅
PL=
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
24 unde : M = masa pendulului
H = in ălțimea initial ă a pendulului
h = in ălțimea la care se ridic ă pendulul
K= coefic ientul de frecare al suprafe ței încercate
L= lungime a pe care s-a produs frecarea
P= presiunea exercitat ă de pendul pe suprafa ța de încercat
Valoarea coeficientului de frecare se poa te citi direct, in unitati S.R.T. pe scara
gradata a aparatului.
Figura 5 : Pendulul SRT
Valorile limita admisibile, rezultatele di n determinarile efectuate cu aparatul
SRT, pentru rugozitatea suprafe țelor de rulare la imbr ăcamințile executate cu
lianți bitumino și.
Tabelul 1. Valori limit ă admisibile
Aparatul SRT,
la unități SRT Caracterizarea suprafe țelor de
rulare
SRT >70 Suprafața buna permite circulata cu
viteze mai mari de 80 km/h
55<SRT<70 Suprafața satisfacătoare, permite
circulația cu viteze pân ă la 80km/h
SRT>56 Suprafața nesatifăcătoare, pericol de
derapare
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
25 In prima etap ă a acestui studiu am stabilit limitele domeniului de incerc ări,
incluzând atât timpul in care se poate real iza o astfel de incercare cat si numarul
ciclurilor(Nc) corespunz ător , astfel incât rezultatele ob ținute sa fie cat mai
aproape de realitate. In a doua etap ă este scoas ă in eviden ță evoluția uzurii suprafe ței de rulare la
număr diferit de cicluri.
Determin ările in laborator s-au f ăcut pe o epruveta confec ționată din beton
asfaltic (BA16) si o roat ă cu pneu având structura radial ă.
Placa are acelea și caracteristici tehnice ca și mixtură pusă in operă si a fost
confecționată din beton asfaltic (BA16).
Tabelul 2. Re țeta mixturii BA16
Tabelul 3. Valorile SRT m ăsurate pe placa initial ă
Durata Nr de
cicluri SRT umed SRT umed
0 0 82.1 71.28
5 110 79.1 68.8
10 220 74.9 63.7
15 330 67.6 59.5
20 440 59.3 55.9
25 550 56.8 51.3
Echipamentul folosit pentru detereminarea uzurii suprafe ței de rulare
parcurge in decursul unui minut 22 de cicluri, un ciclu fiind reprezentat de o Material Procent Cantitatea(g)
Criblură
8/16 25% 300
Criblură 4/8 25% 300
Nisip de
concasaj 25% 300
Nisip
natural 15% 180
Filer 10% 120
Bitum 6.27% 75.24
Total 100% 1275.24
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
26 mișcare dus-intors. In decurs ul acestei etape de verificare textura pneului a
devenit aproape distrus ă după parcugerea a 660 de cicluri.
Figura 6: Determinarea uzurii suprafe ței la 550 cicluri
Figura 7: Epruveta dup ă 550 de cicluri
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
27Grafic1 . Evolu ția SRT in timp
4. CONCLUZII
Rugozitatea imbr ăcăminților asfaltice este o condi ție esențială în
asigurarea siguran ței rutiere pe drumurile publice.
Pentru realizarea unor imbr ăcăminți cu suprafat ă rugoasă la care
coeficientul de frecare s ă se modifice cât mai pu țin trebuie acordat ă o atenție
specială dozajului de liant, durit ății agregatelor si a execu ției extrem de ingrijit ă.
Criteriul de apreciere a imbr ăcăminților asfaltice dup ă marimea rugozit ății
exprimată prin valoarea coeficientului de frecare, se poate determina f ăcând un
studiu comparativ al re țetelor de mixtur ă asfaltică în scopul alegerii variantei
optime folosite in execu ție.
BIBLIOGRAFIE
[1]. Mihai DICU “Imbracamin ți rutiere- Investiga ții si interpret ări” Ed Conspress 2001 .
[2]. Ramon Fenech “The influence of mixture compos ition on the Skidding Resistance of
Asphalt Warning Corses’’ Faculty of Architect ure and Civil Engineerig, University of
Malta June 2010 .
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
28
UTILIZAREA FIBRELOR DE POLIPROPILEN Ă ÎN
MIXTURI ASFALTICE. STUDIUL COMPORT ĂRII LA
DEFORMA ȚII PERMANENTE.
Branciu Ioana – Universitatea Tehnic ă de Construc ții Bucure ști, Facultatea de C ăi
Ferate, Drumuri și Poduri, Ingineria Infrastructurii Transporturilor, Anul II Master, e-
mail: branciu_ioana@yahoo.com
Îndrumător(i): Carmen Rac ănel – Șef Catedra Drumuri și Cǎi Ferate, Conf. dr. ing. e-mail:
carmen@cfdp.utcb.ro
Rezumat
Aceasta lucrare con ține un studiu comparativ între doua re țete de mixtur ă asfaltică
stabilizată cu fibre. Una dintre re țete conține fibre de polipropilen ă iar cea de-a doua, fibre de
celuloză, ambele re țete având acelea și proporții. Componenta lucr ării constă în studiul
comportării mixturilor asfaltice stabilizate cu fibre la deforma ții permanente în urma
încercărilor efectuate în Laboratorul de Drumuri din cadrul Facult ăți i d e Căi Ferate,
Drumuri și Poduri.
Cuvinte cheie: MASF 16 , polipropilen ă, celuloză, deforma ții permanente
1. Introducere
Mixturile asfaltice stabilizate cu fibre su nt realizate prin procedeul la cald
și sunt caracterizate printr-un con ținut ridicat de cribluri de minim 72% din masa
amestecului total (agregate naturale și filer), un con ținut de nisip de concasaj
sort 0…4 mm de minim 15% din masa amestecului total și un conținut de filer de
calcar 9-10% din masa amestecu lui total. Fibrele se adaug ă în mixtur ă, în
proporție de 0,3…1,0% din masa acesteia, urm ărindu-se realizarea unui amestec
omogen de agregate, filer și fibre, prin malaxare uscat ă (minim 20 sec.). Dozajul
optim de bitum fa ță de masa mixturii se va stabili prin determin ări de laborator
pornind de la un dozaj minim de bitum fa ță de masa mixturii, în cazul MASF
16.
Fibrele de polipropilen ă se utilizeaz ă ca adaos stabilizator la prepararea
mixturilor asfaltice în scopul îmbun ătățirii propriet ăților produsului finit și
creșterii rezisten țelor mecanice ale stratului asfaltic.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
29 Avantajele fibrelor de polipropilen ă sunt :
– insensibile fa ță de umiditate
– efect stabilizator
– se pot doza automat
– productivitatea cre ște, deoarece nu necesita timp de malaxare
Adaosul de fibre active 0,3 – 0,5 % , modific ă in prima faz ă vâscozitatea
bitumului, datorit ă caracteristicilor specifice, creaz ă în masa mixturii o re țetă
tridimensional ă, care alături de compozi ția specific ă tipului de mixtur ă MASF,
asigură :
– o bună stabilitate la temperaturi ridicate
– o bună flexibilitate la temperauri sc ăzute
– o bună rezistență la uzură asigurată prin calitatea materialelor utilizate
– o creștere a adezivit ății și a aderen ței ca urmare a cre șterii cantit ății de
filer și a prezen ței fibrelor ca agent stabilizator
– o bună rugozitate și rezisten ță la abraziune conferit ă de textura
specifică mixturii tip MASF.
Mixtura asfaltic ă stabilizat ă cu fibre de celuloz ă a fost realizat ă in
Germania acum 30 de ani și se folose ște pe scar ă tot mai larg ă în Europa și în
întreaga lume.
Avantajele fibrelor de celuloză sunt: rezistența sporită la acțiunea traficului
(rezistența la deforma ții, rezisten ța la uzură, rezistența la oboseal ă) și a factorilor
climatici (rezisten ța la îmbătrânire, rezisten ța la acțiunea apei) sunt asigurate de
existența unui schelet mineral puternic, dar și a unui mastic asfaltic cu un
procent ridicat de bitum.
Fibrele de celuloz ă împiedic ă curgerea liantului de pe agregatele minerale
influențând pozitiv stabilitatea mixturii.
Îmbrăcămințile MASF se aplic ă în straturi sub țiri, punerea în oper ă fiind
rapidă și eficientă.
Deforma ții permanente ale mixturilor asfaltice
Deformațiile permanente se produc datorit ă încărcărilor repetate din trafic
suprapuse cu temperatura ridicat ă.
Un fenomen important în cazul mi xturilor bituminoase este cel de
făgășuire.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
30 Făgășuirea se manifest ă sub forma unor neregularit ăți atât in profil
longitudinal, cât și în profil transversal. În cazul mixturilor asfaltice,
deformațiile permanente apar în principal datorit ă fluajului bitumului din
alcătuire.
Se știe că o mixtură bituminoas ă cu un volum de goluri mic și un conținut
mare de liant are o bun ă rezistență la oboseal ă, dar o rezisten ță slabă la
deformații permanente.
De asemenea o mixtur ă bituminoas ă cu un con ținut bogat de agregate, un
volum mare de goluri și un conținut mic de liant are o bun ă rezistență la
făgășuire, dar o rezisten ță slabă la oboseal ă.
Propriet ățile fundamentale ale mixturilor as faltice sunt reprezentate prin
modulul de rigiditate, rezisten ța la oboseal ă, fluajul dinamic și rezisten ța la
formarea f ăgașelor.
Deformațiile permanente sau ornierajul în structurile rutiere asfaltice sunt
rezultatul câtorva factori, incluzând:
• deformația în interiorul straturilor stabilizate;
• deformația în straturile nestabilizate;
• uzura suprafe ței datorat ă în primul rând pneurilor cu nituri și/sau
cauciucurilor cu lan țuri.
O formă folosită pentru a ilustra stadiile fluajului este reprezentat ă în
figura 1. Deforma ția la fluaj, pentru un nivel dat de tensiune (considerat constant
in timpul încerc ării) este reprezentat ă în funcție de timp și este împ ărțită în trei
stadii.
Figura 1. Stadiile fluajului
În primul stadiu, viteza de deforma ție crește rapid cu cre șterea num ărului
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
31de cicluri de înc ărcare, în al doilea stadiu, viteza de deforma ție este constant ă
(panta dreptei reprezint ă viteza de deforma ție), iar a treia regiune prezint ă
stadiul de rupere, în care deforma ția crește din nou rapid cu cre șterea num ărului
de aplicări ale încărcării.
2. Scopul lucr ării. Materiale utilizate. Confec ționarea probelor
Lucrarea î și propune s ă pună în eviden ță determinarea în laborator
a caracteristicilor rezultate din fluajul dinamic și făgășuirea mixturilor asfaltice
stabilizate cu fibre în condi ții diferite de încercare.
Au fost proiectate dou ă mixturi asfaltice, una dintre ele este o mixtur ă
asfaltică stabilizat ă cu fibre de polipropilen ă, iar cea de-a doua este o mixtur ă
asfaltică stabilizat ă cu fibre de celuloz ă, cu dimensiunea maxim ă a granulei de
16 mm.
Materialele folosite sunt prezentate în tabelul 1 :
Tabelul 1. Re țeta mixturilor asfaltice
Agregate Mixtură Sursa/
tipul 8/16 4/8 0/4 Filer Fibre Bitum
Sursa/ tipul Turcoaia Holcim Polipropilen ă OMV
25/55-
65 MASF 16m
polipropilen ă
% 45 25 13 11 0.3 5.7
Sursa/ tipul Turcoaia Holcim Celuloz ă OMV
25/55-
65 MASF 16m
celuloză
% 45 25 13 11 0.3 5.7
Bitumul folosit este un bitum OMV modificat, cu caracteristicile din
tabelul 2:
Tabelul 2. Propriet ățile bitumului
Proprietăți Rezultate Standard
Inel și bilă (oC) 81 SR EN 1427
Penetrație la 25oC (0.1mm) 35 SR EN 1426
Ductilitate la 25 °C(cm) 95 SR 61
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
32 Filerul folosit este filer Holcim, cu caracteristicile din tabelul 3:
Tabelul 3. Caracteri sticile filerului
Caracteristica Valori Standard
Conținut de carbonat de calciu (%) 93.75 STAS 12801/3 – 1990
Umiditate (%) 0.34 STAS 539 – 1979
Coeficient de hidrofilie 0.69 STAS 539 – 1979
Densitate aparenta dupa sedimentare in
benzen sau toluen (g/cm3) 0.67 STAS 539 – 1979
Coeficient de goluri in stare compactat ă 0.34 STAS 539 – 1979
În ceea ce prive ște curba granulometric ă (figura2.) folosit ă pentru aceast ă
mixtură s-a încercat s ă se urmărească cât mai bine curba granulometric ă
recomandat ă de SR 174-1-2009.
Figura 2. Curba granulometric ă MASF16 m
– procentul de bitum = 5.70% mixtur ă
– procentul de fibr ă = 0.30% mixtur ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
33Confecționarea probelor
Epruvetele cilindrice cu dimensiunile de h=63.5 mm și d=101.6 mm,
utilizate pentru incerc ările de stabilitate, fluaj și fluaj dinamic, au fost
compactate prin impact cu ajut orul ciocanului Marshall. Num ărul de lovituri
aplicate pe fiecare fa ță a probei este de 75 lovituri.
Confecționarea pl ăcilor de mixtur ă asfaltică cu dimensiunile 30x30x5
cm se realizeaz ă prin compactarea mixturii asfaltice în tiparele înc ălzite în
prealabil, prin 120 de treceri al e unui rulou neted cu masa total ă de 150 kg și o
lățime egală cu cea a epruvetei.
3. Tipuri de încerc ări
3.1. Încercarea Marshall
Probele au fost încercate la apar atul Marshall, la o temperatur ă de 60 °
C, iar parametrii rezulta ți au dat informa ții despre stabilitatea și fluajul
Marshall, conform tabelului 4.
Tabelul 4. Caracteristic ile mixturii asfaltice
Caracteristici
Marshall conform
STAS 1338/2 MASF 16m
polipropilen ă MASF 16m
celuloză
S [kN] la 60 °C 12.29 11.22
I [mm] la 60°C 5.15 5.4
S/I [kN/mm] la 60°C 2.388 2.113
Densitatea aparent ă
[kg/mc] 2298.08 2228.70
Bitum [%] 5.70 5.70
3.2. Încercare Fluaj Dina mic (compresiune triaxial ă)
Pentru o investiga ție standardizat ă a deforma ției trebuiesc încercate cel
puțin 2 epruvete. Temperatur a de încercare trebuie s ă fie constant ă ± 1°C, pe
toată durata încerc ării.
Metoda de încercare determin ă rezistența la deforma ții pemanente a unei
epruvete cilindrice de mixtur ă asfaltică.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
34 Condițiile în care s-au realizat încerc ările sunt în concordan ță cu SR EN
12697-25 și SR EN 13108-20, și anume: temperatura 50 °C, dar și la alte dou ă
temperaturi 40 °C, 60 °C, încărcarea axial ă 300 kPa și 0.8 barr presiunea lateral ă
(figura 5).
Conditiile de incercare sunt cele din tabelul 5.
Tabelul 5.
Strat Presiunea de fretare Încărcarea
axială Frecvența
uzură 150 kPa 300 kPa 1s/1s
În figura 3 este reprezentat, schematic , modul de lucru al aparatului, iar în
figura 4 este reprezentat ă înregistrarea deforma ției axiale în timpul încerc ării.
Figura 3. Schema aparatului pentru de terminarea fluajului dinamic
1. Piston de înc ărcare;
2. Proba asfaltica
3. Inel de cauciuc
4. Membran ă
5. Pompa de vid
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
35
Figura 4. Înregistrarea deforma ției axială funcție de num ărul de cicluri
În urma încerc ărilor la temperaturile de 40șC, 50șC, 60șC, s-au ob ținut
rezultatele din figura 5.
Figura 5 . Curba de fluaj pentru mixtura asfaltic ă MASF 16 m polipropilen ă la
diferite temperaturi
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
36 În figurile 6 și 8 se pot observa varia țiile modulului de fluaj (raportul
dintre înc ărcarea aplicata – efortul ve rtical de compresiune și deforma ția
rezultata) în timpul încerc ării.
Figura 6 . Modulul de fluaj pentru mixtura asfaltic ă MASF 16 m polipropilen ă
la diferite temperatura
În urma încerc ărilor la temperatura 50șC, a celor doua tipuri de mixtur ă
asfaltică cu fibre s-au ob ținut rezultatele din figura 7.
Figura 7 . Curba de fluaj pentru mixtura asfaltic ă MASF 16 m cu fibre de
polipropilen ă și cu fibre de celuloz ă la T= 50 °C
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
37
Figura 8 . Modulul de fluaj pentru mixtura asfaltic ă MASF 16m cu fibre de
polipropilen ă și cu fibre de celuloz ă la T= 50 °C
În tabelele 6 și 7. sunt prezentate compara țiile între valorile deforma țiilor
permanente și valorile modulilor de fluaj aplícate pentru mixtura asfaltic ă
MASF 16m având în vedere cele dou ă tipuri de fibre.
Tabelul 6.
Deforma ția permanent ă la
1000 1800 3600 5000 10000Tipul
mixturii Presiunea
laterală
[barr] Temp. la
care au
fost
încercate
[°C] pulsuri [microdef.]
MASF16m
25/55-65
Polipr. 0.8 40 6791.5 7029 7250 7396 7614
MASF16m
25/55-65 Polipr. 0.8 50 4715.5 4941 5177 5288.5 5501.5
MASF16m
25/55-65
Ppolipr. 0.8 60 2618.5 2819 3088.5 3222 3532.5
MASF16m
25/55-65 C. 0.8 50 4625.5 4883 5211 5348.5 5602
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
38 Rezultatele la fluaj utilizând o prim ă metodă de calul și calcul modulilor
de fluaj sunt prezentate în tabelul 7.
Tabelul 7.
Modulul de fluaj Parametrii și
ecuația în
stadiul II Metoda I
(εn=A1+B1n) En=σ/εn, kPa
Tipul mixturii
A1 B1 Viteza
de
fluaj
fc=B1
1000 1800 3600 5000 10000
MASF16mPolipr.,
T=40°C,300KPa, 0.8 barr 7296 0.029 0.029 442 427 414 406 394
MASF16mPolipr.,
T=50°C,300KPa,
0.8 barr 5100.6 0.041 0.041 636 607 579 567 545
MASF16mPolipr.,
T=60°C, 300KPa,
0.8 barr 2941.9 0.0607 0.061 1146 1064 971 931 849
MASF16mCel.,
T=50°C,300KPa, 0.8 barr 5129.1 0.0478 0.048 649 614 576 561 536
Rezultatele la fluaj utilizând o a doua metod ă de calul sunt prezentate în
tabelul 8.
Tabelul 8.
Parametrii ecua ției
dreptei pe stadiul II
linear metoda II
(logεn=logA+Blogn) Tipul mixturii
A B Deforma ția
permanent ă
calculată
ε1000:
ε1000=A1000B Deforma ția
permanent ă
calculată
ε10000:
ε10000=A10000B
MASF16m P. 40°C 3765 .5 0.029 4585 4896
MASF16m P. 50°C 3517.9 0.056 5165 5871
MASF16m P. 60°C 3020.4 0.132 7523 10197
MASF16m C.50°C 3096.7 0.064 4828 5599
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
39
În figurile 9, 10 și 11 sunt prezentate rezultatele deforma țiilor permanente
calculate ε1000 și ε10000 .
Figura 9. Deformația permanent ă calculată ε1000
Figura 10. Deformația permanent ă calculată ε10000
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
40
Figura 11 . Deformația permanent ă calculată ε1000
3.3. Încercarea de F ăgășuire
Aparatura de realizare a ornierajului const ă într-o roat ă încărcată, care se
deplaseaz ă pe proba fixat ă. Roata realizeaz ă mișicări înainte – înapoi pe direc ția
de compactare a epruvetei, ia r dispozitivul cu care este prev ăzut aparatul
monitorizeaz ă viteza la care f ăgașul se formeaz ă pe suprafa ța probei.
Proba supus ă încercării a fost men ținută la temperatura de 60°C timp de 4
ore. Încercarea const ă în efectuarea unui num ăr de 10 000 de cicluri (adic ă 20
000 treceri).
Acest tip de încercare pune în eviden ța adâncimea f ăgașului (tabelul 9,
figurile 12 și 13), precum și panta de f ăgășuire pentru o mixtur ă asfaltică.
Tabelul 9.
SR EN 13108 – 1
Tip mixtur ă Adâncimea
făgașului
[%] Viteza de
deformație la
ornieraj
[mm/1000cicluri]Adâncimea
făgașului
[%] Viteza de
deformație la
ornieraj
[mm/1000cicluri]
MASF16m P. 2.35 0.025 PRD aer 3.0 WTS aer 0.03
MASF16m C. 2.57 0.029 PRD aer 3.0 WTS aer 0.03
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
41
Figura 12 . Adâncimea f ăgașului în mm func ție de num ărul de treceri pentru
cele două tipuri de mixturi asfaltice studiate
Figura 13 . Adâncimea f ăgașului în % func ție de logaritmul num ărului de treceri
pentru cele dou ă tipuri de mixturi asfaltice studiate
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
42 Caracteristicile fizico-mecanice ale mi xturilor asfaltice stabilizate cu fibre
trebuie să se încadreze în limitele din tabelul 10.
Tabelul 10. Caracteristrici fizico-mecanice
Rezultate ob ținute
în laborator SR- 174-1-
2009
Strat de
uzură Nr.
crt. Caracteristica
MASF
16m P. MASF
16m C. MASF 16
m
1 Rezistența la deforma ții
permanente (fluaj dinamic)
– deformția la 50 °C, 300 Kpa și
1800 impulsuri, μm/m/ciclu,
maxim
-viteza de deforma ție la 50 °C,
300 Kpa și 1800 impulsuri,
mm/m/ciclu, maxim 4941
0.282 4883
0.322 30 000
3
0.025 0.029 0.7 3 Rezisten ța la deforma ții
permanente, la 60 °C (ornieraj)
-viteza de deforma ție la ornieraj,
mm/1000 cicluri
Numărul mediu de vehicule
3000…6000, maxim
-adâncimea f ăgașului, %, pentru
grosimea probei de 50 mm
3000…6000, maxim 2.35 2.57 8
4. CONCLUZII
Din studiul prezentat rezult ă concluziile de mai jos :
o Studiile de laborator s-au realizat pe probe de mixtur ă asfaltică stabilizat ă
cu fibre realizat ă în laborator și au constat în încerc ări de fluaj dinamic și
încercări de ornieraj.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
43o Probele au fost realizate din: mixtur ă asfaltică stabilizat ă cu fibră MASF
16m, confec ționate cu dou ă tipuri de fibr ă(polipropilen ă și celuloză);
o Materialele componente mixt urii bituminoase influen țează caracteristicile
acestora. Datorit ă faptului c ă mixtura asfaltic ă are în alc ătuire mai mul ți
compuși, caracteristicile fiec ăruia influen țează într-o anumit ă proporție
răspunsul final al mixturii asfaltice.
o Având în vedere alc ătuirea mixturii asfaltice (agregate, filer și bitum)
putem spune c ă este format ă din trei faze: faza solid ă (agregate), faza
vâsco-elasto-plastic ă (liantul) și faza gazoas ă (golurile de aer).
o Caracteristicile liantului bituminos se transmit și influențează proprie-
tățile fizico-mecanice al e mixturii asfaltice func ție de tipul, natura și
conținutul său.
o Curba granulometric ă a mixturii asfaltice se încadreaz ă în limitele granu-
lometrice prev ăzute în SR-174-1-2009 pentru mixtura asfaltic ă stabilizat ă
cu fibre MASF 16.
Referitor la deforma țiile permanente se poate spune c ă:
o Presupun trei mecanisme, și anume: deforma ții permanente de structur ă,
de fluaj și de uzură.există atât factori externi, cât și interni în producerea
deformațiilor permanente.fluajul are trei stadii: fluaj nestabilizat, stabilizat
și cedarea. Fluajul este favor izat de temperatura ridicat ă.
Curbele de fluaj ob ținute pentru mixturile asfaltice studiate prezint ă
primele doua stadii ale fluajului (nestabilizat și stabilizat).
În general rezultatele ob ținute la fluaj dinamic și făgășuire arat ă
comportări asemănătoare ale mixturii studiate i ndiferent de tipul de fibr ă. Astfel
folosirea fibrelor de polipropilen ă poate fi o bun ă soluție pentru mixtura
MASF16 . Pentru mixtura cu fibre de polipropilen ă, se constat ă că o creștere a
temperaturii de testare cu 20 °C conduce la o cre ștere a deforma ției ε
1000,calc și
ε10000,calc cu aproximativ 60% respectiv 50%. Cre șterea temperaturii cu 10 °C, de
la 40 °C la 50 °C, se constat ă că aduce o cre ștere mai mare a deforma ției
permanente, în medie cu 40% comparativ cu aceea și creștere de 10 °C, dar de la
50°C la 60 °C, pentru care cre șterea deforma ției permanente calculat ă dupa 1000
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
44 și 10000 cicluri este în medie cu 30%. Modulul de fluaj scade atunci când
temperatura cre ște cu 20 °C, cu aprox 50 %. Viteza de fluaj î și dublează valoarea
atunci când temperatura cre ște de la 40 °C la 50 °C.
În ceea ce prive ște testul de ornieraj se poate spune c ă mixturile asfaltice
stabilizate cu fibre au o comportare bun ă atât din punct de vedere al adâncimii
făgașului, cât și al vitezei de deforma ție.
BIBLIOGRAFIE
[1]. ROMANESCU C, R ĂCĂNEL C. : ” Reologia lian ților bitumino și și a mixturilor
asfaltice”, 2003.
[2]. [3]. [4]. [5]. [6]. [7]. [8]. [9].
[10]. [11]. SR EN 13108 – 1 “Mixturi asfaltice — Specifica ții pentru materiale — Part 1:
Betoane asfaltice.” Mai 2006
SR 174-1 “Lucrări de drumuri. Îmbr ăcăminți bituminoase cilindrate executate la
cald. Partea 1: Condi ții tehnice pentru mixturi asfaltice” , 2009 .
SURLEA CLAUDIA: ” Mixturile bituminoase aeroportuare supuse înc ărcărilor
repetate “ ,Teză de doctorat, 2011 ;
BURLACU ADRIAN: “Contribu łii privind influen ła modului de încercare asupra
aprecierii comport ării mixturilor asfaltice în exploatare”, 2011 ;
RĂCĂNEL C.: “Proiectarea modern ă a rețetei mixturii asfaltice.”, 2004 ;
JERCAN S., ROMANESCU C., DICU M. : “Construc ția drumurilor – încerc ări de
laborator.” , 1992 ;
SR EN 12697-25. “Mixturi asfaltice. Metode de în cercare pentru mixturi asfaltice
preparate la cald. Încercarea la compresiune ciclic ă”, 2005 ;
SR EN 12697-22. “Mixturi asfaltice. Metode de în cercare pentru mixturi asfaltice
preparate la cald. Încercarea de ornieraj” , 2008 ;
SR EN 12697-34. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice
preparate la cald.Încercarea Marshall”. 2004
SR EN 12697-35+A1. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi
asfaltice preparate la cald. Malaxarea în laborator. ”, 2008
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
45[12].
[13]. RĂCĂNEL CARMEN, BURLACU ADRIAN: “ Influența modului de compactare
asupra caracteristicilor mixturilor asfaltice” , Simpozion CAR 2010
RĂCĂNEL CARMEN, BURLACU ADRIAN: “Influența condițiilor de înc ărcare
pentru încercarea de fluaj dinamic”, Simpozion CAR 2010
[14]. STAS 1338/2-87. “Mixturi asfaltice și îmbrăcăminți bituminoase executate la
cald.Metode de determinare și încercare”.
[15]. STAS 1338/2-87. “Mixturi asfaltice și îmbrăcăminți bituminoase executate la
cald.Prepararea mixturilor, preg ătirea probelor și confecționarea epruvetelor”. 1984
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
46
STUDIUL SI DIMENSIONAREA UNEI STRUCTURI CU
FUNCTII COMPLEXE PENTRU CALEA FERATA
Chirita Adriean Gheorghe , Facultatea CFDP, Sectia IIT, anul de studiu II, e-mail:
adriean_chirita@yahoo.com
Îndrumător:Anton Chirica prof univ.dr.ing, Universitatea de Constructii Bucuresti e-mail:
antonchirica@.yahoo.com
Rezumat :
1. Amplasamentul investitiei
Sectiunea analizata cuprinsa intr e km 456++152 si km 456+295 face
parte din Tronsonul de cale ferat ă cuprins în intervalul Orastie – Simeria si este
componenta a Coridorulu i IV Pan-European
Figura 1. Pozitia in plan a traseu lui existent si deviat-analizat
2. Necesitatea investitiei
Necesitatea investitiei are in vedere , acordul Romaniei cu tarile
Europene de a asigura ca traficul pe calea ferata sa se desfas oare in conditii de
viteza maxima 160km/h si in conditii de maxima securitate impuse de normele
europene UIC si acordurile international.. Pentru acesta, s-a intocmit un studiu
de fezabilitate , iar vari anta tehnico- economica al easa fiind cea mai viabila.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
473. Scopul studiului
Scopul acestui studiu este de a stabili o solutie viabila constructiva de
realizare a liniei de cale ferata pe noul tr aseu ales din studiul de fezabilitate ,
tanand cont de conditiile topogr afice si geotehnice pe sectorul nou proiectat intre
km 456++152 si km 456+295.
4. Topografia
Traseul feroviar atat cel existent cat si pentru sectiunea deviata nou
proiectata studiata, se afl ă în albia major ă a Mureșului, aceasta fiind una din
cauzele apari ției a numeroase defecte ale infrastructurii c ăii existente: înmuieri
ale rambleului, tas ări, alunec ări de taluzuri, etc, care atrag dup ă sine si unele
defecte la suprastructura c ăii.
5. Geologia, seismicitatea
Din punct de vedere geologic zona se caracterizeaza pr in depozite de
pietrișuri, nisipuri și mai puțin aluviuni argilos-pr ăfoase.
Din punct de vedere hidrologic, re țeaua hidrografic ă a regiunii este
colectată de râul Mure ș. Această rețea este caracterizat ă prin debite permanente
importante care deseori, prim ăvara la dezghe ț produc inunda ții care afecteaz ă
căile de comunica ții.
Din punct de vedere hidrogeologic zona c.f. se caracterizeaz ă prin
prezența unei pânze freatice libere, cu nivel oscilant func ție de nivelul apelor
Mureșului sau afluen ților săi.
În general nivelul hidrostatic este situat la adâncimi ce variaz ă de la 2m la 5 m
de la suprafa ța terenului.
După normativul P 100-1/2006 intervalul Co șlariu-Simeria face parte din
zona seismic ă de calcul F, cu un coeficient Ks = 0,08 și o perioad ă de colț Tc =
0,7 sec. și accelera ția terenului pentru proiectare a g pentru cutremure având
intervalul mediu de recuren ță IMR = 100 ani pe zona studiat ă este de 0,12g.
După STAS 11100 ⁄1-93 se încadreaz ă în zona seismic ă de gradul D.
Pe sectiunea considerata s-a efectuat un foraj geotehnic BHV-23 in care s-a
stabilit litografia terenului:
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
48 Tabelul 1.Parametrii geotehnici pe fiecare strat
Nr. Greutatea
specifica
[kN/m³] Greut.
specifica
in regim
saturat
[kN/m³] Coeziu
nea
[kN/m²]Unghiul
de
frecare
interna
[°] Grosimea
[m] Descriere
1 16.0 18.0 0.0 15.0 0.35 Teren vegetal
2 19.0 21.0 20.0 15.0 3.65 Argila prafoasa
negricioasa
3 19.0 21.0 0.0 36.0 4.6 Pietris mic cu nisip
4 21.0 23.0 24.0 21.0 8.4 Argila prafoasa
marnoasa
5 18.0 20.0 0.0 23.0 2.5 Nisip fin slab prafos
6 21.0 23.0 24.0 21.0 5.5 Argila prafoasa
marnoasa
7 21.0 23.0 60.0 25.0 1.8 Marna cenusie plastic
tare cu oglinzi
frictiune
8 21.0 23.0 60.0 25.0 1.2 Marna cenusie plastic
tare
9 21.0 23.0 60.0 25.0 7.6 Marna cenusie plastic
tare cu oglinzi
frictiune
Nota: Prezenta panzei freatice se gaseste la ad ancimea de1.00m de la supraf, terenului natural
6. Discutii asupra solutiilor alternative
Datorita conditiilor geotehnice , re spectiv prezenta unor surse de apa
subterane care alimenteaza bazinul Mure sului, afectand zona studiata, este
necesara o consolidare care sa nu permita at at infiltarea apei in zona caii , cat si
sa asigure o stabilitate a taluzului debleului.
Pentru realizarea consolidarii taluzel or terasamentului s-au studiat mai
multe solutii tehnice dintre care voi pr ezenta trei solutii mai importante.:
a) Zid de sprijin din pamant armat cu geogr ile si elemente de fatada din beton
Principalul criteriu de dimensionare a acestor structuri îl constituie asigurarea
stabilității sub greutate proprie și, eventual, sub posibilele înc ărcări exterioare.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
49b) Perete mulat din coloane secante din be ton armat si radier(cuva din beton
armat)
In aceasta solutie elemente le de rezistenta sunt:
‐ coloanele secante de 1200mm cu tubaj recuperabil care preia
impingerile data de pamant,acti uni dinamice,supraincarcari, si
presiunea apei freatice. Solicitarea preponderenta este reprezentata de
momentul incovoietor.
‐ grinzile transversale din beton ar mat dispuse din 4.10m interax (la
fiecare a 5-a coloana secan ta) care asigura stabilitatea peretilor mulati.
Solicitarea preponderenta este reprez entata de compresiune centrica.
‐ centura de solidarizare a capetelor coloanelor ce asigura rigiditatea
diafragmei.
Radierul(cuva din beton armat) ce se as eaza peste platforma caii nu participa la
preluarea actiunilor date de versanti.
c) Perete autoportant din coloane secante din beton armat si radier
In acest caz se admite schema simplif icata de calcul, considerand cazul
materialelor necoezive
– presiunile de deasupra punctului de rotatie sunt impingerea activa in
spatele peretelui si rezistenta pasiva in fata peretelui;
– centrul de rotatie se afla la circa 0.2Df de baza peretelui
– presiunile ce se dezvolta sub centr ul de rotatie, sunt inlocuite cu o
rezultantaR ce actioneaza in central de rotatie.
7. Calculul elementelor pe ntru diferitele solutii:
7.1 Calculul coloanelor secante(neautopo rtante) ce formeaza peretele mulat
Calculul s-a efectuat cu ajutorul programului GeoStru aplicand metoda
elementelor finite.
GEOMETRIE: sectiune
Sectiune Circulara cu bare
Beton C40/50 Otel B450C
Nume fi1200 dubli
Diametru 1.2 m Dispunere secanti
Interaxis Longitudinale 1.025 m
Interaxis Trasversale 1.025 m
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
50 Date generale
Presiunea -in stare de repaos K0 (Jaky)
Presiunea pasiva – conf. Coulomb (CSN730037)
Presiunea data de seism- conf. Mononobe Okabe
Norme aplicate: Eurocod 7
Calcul ; Starea limita ultima(SLU)
Combinatii: GEO;STRU;HYD
FAZA I
Figura 2. Dispunerea presiunilor faza I
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
51
Figura 3. Diagrame de eforturi sectiona le si deplasari combinatia A2+M2+R1
FAZA II
Figura 4. Dispunerea presiunilor faza II
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
52
Figura 5. Diagrame de eforturi sectiona le si deplasari combinatia A2+M2+R1
Tabel 2. Valori cu rezultate ale ef orturilor sectionale in cele 2 faze
Faza Combinata Presiune
[kN/mp] Moment
incov.[kNm/m]F.
taietoare[kN/m] Deplasare
[cm]
I A1+M1+R1 212.92 1116.66 770.33 0.04
I A2+M2+R1 246.31 1313.75 883.98 0.05
I HYD 245.36 1296.21 872.69 0.05
II A1+M1+R1 225.83 1436.52 916.88 0.06
II A2+M2+R1 262.62 1687.39 1053.27 0.07
II HYD 259.46 1665.2 1040.0 0.07
7.2 Calculul coloanelor secante autopor tante ce formeaza peretele mulat
Adancimea la care se realiz eaza egalarea impingerii activ e cu rezistenta pasiva
este :
m aK KKDK KKDa
a pa
a pa08.1 *) (***= ⇒−=−=γγ;
iar fisa necesara D f rezulta din echilibrulde mo mente fata de punctul C
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
53m D K KD
h DaD R
aa
a f a pf
f a 5.17 0) (*6) (*3
= ⇒ = − −− ++
Fisa totala rezulta
a a f f f D a D D 2.0++ = =22.08m
Momentul maxim apare in sectiunea de anul are a fortei taietoare si are valoarea:
γ*) (*6) (*3
max a p a K KzhzaD R M − −−++ = unde: ) (**2
a pa
K KRz−=γ
7.3 Calculul zidului de sprijin in trepte din pamant armat cu geogrile
Figura 6. Analiza zid sprijin trepte din pamant armat
Analiza de stabilitate a fost efectuata cu metoda Bishop; factorul de
siguranta Fs=1.307
7.4 Dimensionarea grinzilor principale transversale
Prin procedeul de suprapunere al efectelor in calcul lin iar elastic, cu ajutorul
programului Axis prin metoda elementelo r finite s-a putut determina eforturile
sectionale ale grinzii.In urma calculului si de stabilitate locala (flambaj lateral)
s-a verificat dimensiunile grinzii, aceasta adopatanduse de 1.20mx1.20m
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
54
Figura 7. Diagrama deplasarilor ez
Figura 8. Diagrama momentelor incovoietoare M y
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
55
8. Concluzii
La alegerea variantei s-a tinut cont in sp ecial de conditiile seve re de siguranta in
circulatie a caii pe care trebuie sa le indeplineasca , cat si de posibilitatea
exploatarii si intretiner ii caii in bune conditiuni.
S-a avut in vedere si posibilitatea e liminarii unor riscuri posibile de ordin
natural, prin cresterea nivelului apelor freatice, ducand practic la baltirea apei in
zona sectiunii de cale analizata.
Comparand solutia -ziduri de sprijin in trepte din pamanturi armate cu geogrile
si cea data de cele doua solutii cu pereti mulati din coloane secante, se
desprinde idea ca realizarea zidurilor de sprijin
se face in front de lucru deschis fara un ecran de pr otective impotriva
expansiunii apei, iar drenarea, si epui sarea apei se face in mod continuu,
ajungandu-se pana la o egalizare a cote i piezometrice a apei din regiune, si
ulterior cresterea acestei cote prin acumularea de la izvoare a apei.
Totodata , antrenarea apei prin epuisa re, conduce la crearea unei presiuni de
absorbtie, care accelereaza procesul de hidrodinamicitate al apei, rezultand
eroziuni create in straturile versantilo r si afectand stabilitatea generala a
taluzurilor.
Insa tehnologia de executie a peretilor mulati cu coloane secante si tubaj
recuperabil are la baza executarea lucrar ilor de excavatie la protctia peretilor
mulati executati. Dupa forarea coloanelor , introducerea carcaselor de armatura
si turnarea lor se poate cofra , arma si turna betonul armat la nivelul terenului
si executa concomitant centura de solidar izare longitudinal a peretelui mulat si
grinzile transversale , asigurandu -se in noduri o incastrare perfecta.
Din comparatia intre cele doua solutii cu pereti mulati din coloane secante una
autoportanta iar cealalta neautoportanta, s-a ales ca varianta finala solutia
neautoportanta, datorita faptului ca se elimina o posibila cedare cu deplasare
prin rotatie in jurul punctului de rotire, ceea ce ar rezulta acumularea de eforturi
mari in cuva de beton care este de sine statatoare si nu participa la preluarea
eforturilor sectionale data din impingeri laterale ale pamantului.Aceste rotiri,
foarete mici ar induce eforturi sectionale mari in peretii cuve i ducand la cedarea
lor. Pe de alta parte se tine c ont si de fisa destul de lunga care trebuie incastrata in
pamantul bun de fundare reprezentat de marna.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
56 9. Anexe
FIR IFIR II
10.858.35
25.851.50 1.00
1.700.10 0.500.101.20 0.101.05
8.10 1.70
0.806.50
15.00 1.20
2.55 2.55 0.70 0.701.350.65 1.50 0.20 4.20 3.25 3.25 1.20 1.00 0.40 1.20 0.402.20
1.002.20 11.5015.90
0.20 1.50 0.65
Hidroizolatie4.2501 1.0250 0.5750
Figura 9. Profil tranversal tip
Tip 1, L=144m
Tip 1, L=144m
1 Type, L=144mSant
Sant acoperit
Sant
Sant acoperitPlatforma de mentenanta 40×21.5
Figura 10. Plan de situatie proiectat
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
57
Figura 11. Dispozitie generala
10 BIBLIOGRAFIE :
ENV 1997-2:1999 Eurocod 7 – “Proiectarea geotehnic ă. Partea 2 – Proiectarea geotehnic ă
asistată de încerc ări de laborator”
ENV 1997-3:1999 Eurocod 7 – “Proiectarea geotehnic ă. Partea 3 – Proiectarea geotehnic ă
asistată de încerc ări de teren”
“Ghid privind proiecta rea structurilor din p ământ armat cu materiale geosintetice și metalice
“Normativ privind proiectarea lucrarilor de sustinere-2008” P100-1/2006 Partea I- Prevederi de proiectare pe ntru cladiri
NE 008-1997-“Normativ privind îmbun ătățirea terenurilorde fundare slabe, prin procedee
mecanice.Compactare cu maiul f.greu” CR 2-1-1.1-2005 “Cod de pr oiectare a construc țiilor cu pere ți structurali de beton armat”
GP 042-1999 “Ghid de proiectare pentru structuri din betonarmat cu arm ătură rigidă (BAR)”
GP 093-2006 “Ghid privind proiectarea structurilor de p ământ armat cu materiale
geosintetice și metalice”
NP 045 – 2000 “Normativ privi nd încercarea în teren a pilo ților de prob ă și a piloților din
fundații”
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
58
INFLUEN ȚA GRADULUI DE COMPACTARE ASUPRA
CALITĂȚILOR MIXTURILOR BITUMINOASE ÎN
EXPLOATARE
Autor: Draica Vasile Nicu șor , Universitatea Tehnic ă de Construc ții București, Facultatea de
Căi Ferate, Drumuri și Poduri, Master Ingineria In frastructurii Transpor turilor, anul II ,
e-mail: vasy.draica@yahoo.com ;
Îndrumător: Diaconu Elena , Prof. Dr. Ing., Universitatea Tehnic ă de Construc ții Bucure ști,
Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și Poduri , e-mail: ediaconu@cfdp.utcb.ro ;
Rezumat
Referitor la importan ța compact ării, un cercet ător spunea: „Compactarea și densificarea
mixturilor asfaltice sunt cele mai importante opera ții din timpul construc ției unui drum, dac ă
ne referim la performan ța finală a drumului, indiferent de grosimea stratului a șternut.
…Singurul control im portant al construc ției, ce va duce la o perioad ă lungă de serviciu, este
compactarea”. Studiul influen ței gradului de compactare asupra calit ăților mixturilor asfaltice este important
deoarece în cazul efectuarii unei compact ări insuficiente se ob ține un strat din mixtura
asfaltică cu un volum mare de goluri, permeabil la ac țiunea apei și cu calit ăți mecanice
insuficiente. În prezenta lucrare s-a ar ătat că straturile rutiere in sufiecient compactate ini țial vor fi îndesate
prin circula ție, însă în mod neuniform, formându-se f ăgașe cu toate consecin țele ce deriv ă din
aceastea. Comportarea mixturilor asfaltice s-a investigat prin efectuarea conform normelor europene a următoarelor încerc ări : încercarea Marsha ll, calculul volumului de goluri, modul de
elasticitate dinamic (întindere indirect ă IT-CY) și încercarea la ornieraj.
Cuvinte cheie : grad de compactare, rigidi tate, volum de goluri, f ăgașe, întindere indirect ă.
1. INTRODUCERE
Drumurile se densific ă cu creșterea volumului de trafic, pân ă când se
stabilizeaz ă. Traficul va compacta drumul la densitatea final ă, care este atins ă
uzual dup ă a treia var ă de trafic.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
59 Ini țial, mixtura este compactat ă corespunz ător unui volum de goluri mai
mare. Dup ă construc ție, încărcările date de trafic densific ă stratul asfaltic, în
special în timpul lunilor c ălduroase, pân ă când se atinge densitatea final ă .
Pentru studierea importan ței gradului de compac tare asupra mixturilor
asfaltice s-a ales proiectarea re țetei betonului asfaltic de tip BA16 , iar
materialele folosite sunt bitum IPLOM 50/70 lot 1, agregate de Cerna și filer de
Holchim.
2. ALEGEREA RE ȚETEI OPTIME PENTRU STUDIU
Cea mai simpl ă și mai utilizat ă metodă de a alege amestecul cu alc ătuirea
optimă este:
față de valoarea procentului de liant ca lculat se aleg câteva valori mai
mari și câteva mai mici, pentru care se confec ționează corpuri de prob ă t i p
Marshall; acestea se încearc ă (se determin ă stabilitatea și fluajul) în laborator,
iar procentul de bitum ca re conduce la cea mai bun ă comportare mecanic ă este
cel care va defini re țeta.
Cei patru factori care trebuie studia ți în procesul de alegere a unei alc ătuiri
(rețete) de mixtur ă asfaltică (bituminoas ă) sunt:
agregatele: curba granulometric ă, rezistențe mecanice, durabilitate, starea
fizică (gradul de cur ățenie, de alterare);
filerul : cel mai frecvent utilizat, dar și cu cele mai bune rezultate este
obținut din m ăcinarea pietrei de cal car; se mai utilizeaz ă pulberea de var
stins, unele de șeuri.
bitumul: tip, comportare reologic ă, aditivat, modificat .
procentul de bitum din amestec: cel mai important aspect al studiului; de
el depinde în cea mai mare parte reu șita unei re țete.
În urma încerc ării Marshall se observ ă că procentul de bitum raportat la mixtur ă
Pb=5.9% (6.27% raportat la agregate) conduce la cea mai bun ă comportare
mecanică a betonului asfaltic BA16 .
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
60 Tabelul 1. Re țeta pentru betonul asfaltic BA16
Material Procent(%) Cantitatea(g)
Criblură 8/16 25% 300 g
Criblură 4/8 25% 300 g
Nisip de concasaj 25% 300 g
Nisip natural 15% 180 g
Filer 10% 120 g
Bitum 6.27% 75.24 g
Total 1275.24 g
3. OBIECTIVE URM ĂRITE
Studiul comport ării mixturii bituminoase tip BA16 alc ătuită în diverse
condiții de compactare:
A) compactarea cu 35 de lovituri pe strat
B) compactarea cu 50 de lovituri pe strat
C) compactarea cu 75 de lovituri pe strat
4. ÎNCERC ĂRI DE LABORATO R EFECTUATE
4.1. Stabilitatea și fluajul Marshall
Încercarea se face pe epruvete cilindrice, cu diametrul 101,6 mm și
înălțimea de 63,5 mm, la temperatura de 60°C și constă în a supune la forfecare
probe par țial fretate, prin comprimarea diametral ă a unor corpuri cilindrice,
așezate între dou ă fălci metalice.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
61
Figura 1. Aparatul Marshall Figura 2. Probe Marshall
Tabelul 2. Încercarea Marshall pe probe compactate cu 35 lovituri
(A)
Proba1 6.27% 35 1201.20 1201.60 719.00 997.10 2481.80 101.00 61.00 6.50 4.00 1.63Proba % bitumnumar
lovituriMasa in
aer Masa sat.
in aer Masa sat.
in apa Densitate
apa Densitate
aparenta Diametrul
[mm]Inaltimea
[mm]S [KN] I [mm]S/I
[KN/mm]
Figura 3 . Rezultate stabilitate și fluaj Marshall – compactare cu 35
lovituri
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
62 Tabelul 3. Încercarea Marshall pe probe compactate cu 50 lovituri
(B)
Proba4 6.27% 50 1201.50 1201.80 720.30 997.10 2488.09 101.00 60.00 6.50 3.20 2.03Proba % bitumnumar
lovituriMasa in
aer Masa sat.
in aer Masa sat.
in apa Densitate
apa Densitate
aparenta Diametrul
[mm]Inaltimea
[mm]S [KN] I [mm]S/I
[KN/mm]
Figura 4 . Rezultate stabilitate și fluaj Marshall – compactare cu 50 lovituri
Tabelul 4. Încercarea Marshall pe probe compactate cu 75 lovituri (C)
Proba7 6.27% 75 1201.30 1201.80 722.00 997.10 2496.49 101.00 60.00 6.50 3.00 2.17Proba % bitumnumar
lovituriMasa in
aer Masa sat.
in aer Masa sat.
in apa Densitate
apa Densitate
aparenta Diametrul
[mm]Inaltimea
[mm]S [KN] I [mm]S/I
[KN/mm]
Figura 5 . Rezultate stabilitate și fluaj Marshall – compactare cu 75 lovituri
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
634.2. Calculul volumului de goluri
Volumul de goluri ( porozitate permanent ă) al epruvetelor din mixtura asfaltic ă
se obține prin calcul pe baza densit ății (ρ), stabilită prin calcul și a densit ății
unitare, aparente ( ρa).
V g =(1- ρa/ ρ)*100 (%)
Volumul de goluri (%)= (1- ρ mixt compactata /ρ mixt necompactata )*100
unde: ρa – densitatea unitar ă aparentă a mixturii asfaltice, în g/cm3 ;
m mixt – masa mixturii; m 1 – masă vas gol; m 2 – masa vasului cu
apă;
m 3 – masa vasului cu ap ă +mixtură;
vol mixtura =m 2+m mixt-m3
ρ mixt necompactata = m mixt/ V mixt
Tabelul 5. Calculul volumului de goluri
RETETANR.
PROBA%
BITUMNR.
LOVITURI ρ mixt
compactatam
mixtura
(grame)masa
vas gol
(grame)masa
vas plin
cu apa
(grame)masa
vas apa
+mixtura (grame)volum
mixtura
(cm ³) ρ mixt
necompactatavolum
goluri
(%)
RETETA1
BA 161 6.27 35 lovituri 2.47 342.30 457.40 1481.30 1694.00 129.60 2.64 6.34
RETETA1
BA 164 6.27 50 lovituri 2.49 301.30 458.40 1494.40 1680.50 115.20 2.62 4.87
RETETA1
BA 167 6.27 75 lovituri 2.50 347.90 3.87 457.60 1476.00 1690.00 133.90 2.60
4.3. Încercarea de întindere indirect ă – IT-CY (SR EN 12697-24 Anexa E)
Este încercarea ce pune în eviden ță comportarea global ă a materialului
supus la solicitarea de întindere indirect ă (compresiune pe generatoare)
rezultând o estimare a modulului de elasticitate dinamic.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
64
Figura 6. Aparat pentru încercar ea de întindere indirect ă IT-CY
Tabelul 6. Rezultate încercare de întindere indirect ă IT-CY
Proba2 101 61 20 0.35 0.8 84.7 129 5 0.69 1672 1743
Proba2 101 61 20 0.35 0.8 80.2 124 4.7 0.66 1680 1728
Proba5 101 60 20 0.35 0.9 96.4 130 4.9 0.67 1921 1986
Proba5 101 60 20 0.35 0.8 89.2 129 4.9 0.68 1785 1846Proba8 101 60 20 0.35 1.1 112.7 127 5 0.68 2215 2301
Proba8 101 60 20 0.35 1 109.7 125 5 0.66 2140 2203Efort
orizontal
(KPa)timpul de
crestere
(ms)deformatia
orizontala
(um)Factorul
local de
incarcare
(M )modul de
elasticitate
(Mpa)modul de
elasticitate
ajustatProbadiametrul
(mm)grosimea
(mm)temperatura(
deg c)coeficientul
lui PoissonForta
(kN)
4.4. Încercarea la ornieraj
În laborator, la scar ă redusă, încercarea const ă din trecerea unei ro ți peste
o placă din mixtur ă asfaltică cu dimensiunile 30.5 x 30. 5 x 5 cm. Caracteristicile
acestui test sunt durata de înc ărcare (sau num ărul de cicluri) și temperatura la
care se face încercarea (60ș C).
Cele două elemente princi pale ale încerc ării sunt adâncimea f ăgașului (în mm
– conform SR 174-1/2009 și în %, conform EN 12697-22/2005) și panta de
ornieraj .
Figura 7. Aparat încercarea la ornieraj
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
65Rezultate încercarea la ornieraj
Figura 8. Reprezentare grafic ă număr de treceri-adâncimea f ăgașului(mm)
proba 1- BA16 proba 2- BA16
Figura 9. Reprezentare grafic ă număr de treceri-adâncimea f ăgașului(mm)
proba 3-BA16
5. CONCLUZII
Inițial, mixtura este compactat ă corespunz ător unui volum de goluri mai
mare. Dup ă construc ție, încărcările date de trafic densific ă stratul asfaltic, în
special în timpul lunilor c ălduroase, pân ă când se atinge densitatea final ă.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
66
5.1. Comportarea la deforma ții sub sarcin ă (din încercarea Marshall)
Figura 10. Reprezentare grafic ă număr de lovituri – indice de curgere I
(mm)
În urma încerc ării Marshall se observ ă că pentru aceea și valoare a
stabilității (S =6.5 KN conform SR 174-1-2002) indicele de curgere scade
odată cu creșterea num ărului de lovituri aplicate pentru compactarea probei.
Cu cât gradul de compactare este mai mare cu atât corpurile au o
comportare mecanic ă mai bună.
5.2. Variația volumului de goluri in func tie de gradul de compactare
Figura 11. Reprezentare grafic ă volum de goluri – num ăr de lovituri
Volumul de goluri scade odat ă cu creșterea num ărului de lovituri aplicate probei
pentru compactare. Un volum mic de goluri asigur ă o calitate superioar ă
mixturilor asfaltice deoarece st ructura devine impermeabil ă la acțiunea apei și
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
67previne tas ările ulterioare din trafic care, de cele mai multe ori, sunt inegale
conducând la apari ția fagașelor. Nu trebuie ins ă coborât sub o valoare limita
(cca 4%) dincolo de care deforma țiile materialului devin necontrolate.
5.3. Variația modulului de elasticitate dinamic func ție de gradul de
compactare
Figura 12. Reprezentare grafic ă număr de lovituri – modul de elasticitate
dinamic
Modulul de elasticitate dinamic m ăsurat în MPa și determinat în urma
încercării de întindere indirect ă – IT-CY este direct propor țional cu num ărul de
lovituri aplicate probei pentru comp actare. Cu cât stratul de mixtur ă este mai
bine compactat cu atât rezist ă mai bine și la oboseal ă, crescând durata de via ță a
drumului.
5.4. Variația adâncimii faga șului func ție de gradul de compactare
Tabelul 7. Rezultate obtinute încercarea la ornieraj
Valori obtinute conform
SR EN 13108-1/2005 Condiții tehnice
SR 174-1:2009
Proba Adâncimea
făgașului,
[%]
la 10000
cicluri
pentru
grosimea
de:50mm Viteza de
deforma ție
la ornieraj
[mm/10000
cicluri
Adâncimea
făgașului,
[%]
PRDAIR Viteza de
deforma ție
la ornieraj
[mm/10000
cicluri]
WTSAIR Adâncimea
făgașului,
% Viteza de
deforma ție
la ornieraj
[m/10000
cicluri]
1 1.29 0.06 PRD AIR1.5 WTS AIR0.06
2 1.13 0.05 PRD AIR1.0 WTS AIR0.05
3 0.92 0.04 PRD AIR1.0 WTS AIR0.04 Max .9 Max. 1
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
68 0.000.501.001.502.002.503.00
0 5000 10000 15000 20000 25000Adancime fagas,mm
Numar treceriBA16 proba1
BA16 proba2
BA16‐proba 3
Figura 13. Reprezentare grafic ă număr de cicluri-adâncimea f ăgașului(mm)
proba 1,proba2,proba3 – BA16
Î n final putem concluziona c ă adâncimea faga șului este invers
proportional ă cu numărul de lovituri aplicate probei pentru compactare (gradul
de compactare).
Gradul de compactare al mixturilor este foarte important în ceea ce
privește apariția fagașelor mai ales în lunile cal duroare, deoarece sub trafic
stratul de mixturi se va comp acta neuniform ducând la apari ția acestor defecte.
Făgasele în straturile asfaltic e sunt cauzate de deforma ții plastice irecuperabile
între urmele ro ților. Aceste deforma ții apar datorit ă efectelor colective ale
repetării încărcărilor,volume de trafic mari, temperaturi ridicate și pneuri cu
presiuni mari. Rezultatele ob ținute se inscriu în gama de informa ții cunoscute în acest
moment cu privire la compact area straturilor asfaltice.
Acest tip de studiu poate reprezenta un sprijin în alegerea limitelor
prescrise de SR174 cu privire la gradul de compactare recomadat pentru fiecare
tip de mixtur ă bituminoas ă.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
69
BIBLIOGRAFIE:
[1]. STAN JERCAN, CONSTANTIN ROMANESCU ȘI MIHAI
DICU : “ Construc ția drumurilor , Incerc ări de laborator” –
Institutul de Construc ții Bucure ști,1992
[2]. GEORGETA FODOR ȘI NADIA POPESCU : “ Structuri
Rutiere Suple și Semirigide , Dimensionare și alcatuire,
Ghid Tehnic “ , Editia a II-a revizuita 2009
[3]. Prof.univ.dr.ing. ELENA DIACONU, conf.univ.dr.ing. CARMEN
RĂCĂNEL : “ Note de Curs Anul IV – Suprastructur ă “
[4]. Prof. dr.ing. ELENA DIACONU : “Note de Curs Master –
Investiga ții Rutier e Complexe”
[5]. SR 174 -1- 2009 – “Imbracaminti bituminoase executate la cald –
Conditii tehnice pent ru mixture asfaltice”
[6]. STAS 1338/2-87 – "Lucr ări de drumuri. Mixturi asfaltice și
îmbrăcăminți bituminoase executate la ca ld. Metode de determinare și
încercare".
[7]. SR EN 12697-26:2004 – “Mixturi asfaltice. Metode de încercare
pentru mixturi asfaltice pr eparate la cald . Partea 26:
Rigiditate”
[8]. SR EN 12697-24:2004 – “ Mixturi asfaltice. Metode de încercare
pentru mixturi asfaltice pr eparate la cald . Partea 24:
Rezistenta la oboseal ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
70
EVALUAREA INFLUEN ȚEI TIPULUI DE BITUM ÎN CAZUL
MIXTURILOR ASFALTICE CU FIBRE FOLOSIND
ÎNCERCAREA LA ÎNCOVOIERE ÎN PATRU PUNCTE
Autor: Ghinea (Enache) Otilia Simona, Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și Poduri, Sec ția
Ingineria Infrastructurii Transporturilor, An II, e-mail: simona_enache@yahoo.com
Îndrumător: Răcănel Carmen, Conferen țiar doctor inginer, Universitarea Tehnic ă de Construc ții
București, e-mail: carmen@cfdp.utcb.ro
Rezumat:
Mixturile asfaltice sunt amestecuri, ob ținute pe baza unor dozaje
judicios stabilite, din agregate naturale sau artificiale și filer aglomerate cu bitum
printr-o tehnologie adecvat ă. Sunt folosite ca strat de uzur ă sau ca strat de baz ă într-o
structură rutieră pentru a distribui eforturile din înc ărcări și pentru a proteja straturile
granulare inferioare de p ătrunderea apei. Pentru a realiza într-un mod adecvat aceste
două funcții, mixtura trebuie, de asemeni, s ă reziste efectelor aerului și apei, s ă
reziste deforma țiilor permanente și să reziste fisurilor cauzate de înc ărcări și de
mediu.
Bitumul are importan ță hotărâtoare în comportarea mi xturilor asfaltice; de el
depind caracteristicile reologice și, în general, rezisten țele mecanice ale acestora.
Obiectivul principal al acestei lucr ări este acela de a evalua, prin încerc ări la
încovoiere în patru puncte, influen ța tipului de bitum în cazul mixturii asfaltice
stabilizate cu fibre, asupra rigidit ății acesteia.
Cuvinte cheie: bitum, mixtur ă asfaltică, modul de rigiditate
1.INTRODUCERE
Mixturile asfaltice sunt materiale de construc ții realizate din
amestecuri ob ținute pe baza unor dozaje judi cios stabilite, din agregate
naturale sau artificiale și filer aglomerate cu b itum printr-o tehnologie
adecvată.
Pentru a putea aplica un con ținut ceva mai ridicat de bitum, f ără
riscul apari ției făgașelor, a fost elaborat ă o nouă soluție de execu ție a
mixturilor asfaltice : adaosul de fibre .
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
71Fibrele de celuloz ă au o mare influen ță în mărirea stabilit ății
mixturii asfaltice la te mperaturi înalte. Prezint ă o elasticitate sporit ă la
temperaturi sc ăzute, men ținând rugozita tea suprafe ței.
Rigiditatea mixturii asfaltice reprezint ă una din cele mai importante
caracteristici ca re influenteaz ă major comportarea în exploatare a unui
strat asfaltic din componenta unei structuri rutiere. Aceast ă proprietate
este influentat ă semnificativ de temperatur ă și de caracteristicile
încărcării (atât nivelul înc ărcării cât și frecven ța încărcării), precum și de
efectul îmb ătrânirii liantului bituminos.
Având în vedere c ă modulul de rigi ditate reprezint ă una din valorile
de intrare atunci când se calculeaz ă o structur ă rutieră, variația acestui
parametru influen țează semnificativ procesul de dimensionare a unei
structuri rutiere.
Modulul de rigiditate al mixturii asfaltice este valoarea absolut ă a
modulului comp lex |E*|:
(1)
Modulul complex este caracterizat de o pereche de dou ă
componente. Aceast ă pereche poate fi exprimat ă în dou ă moduri:
componenta real ă E1 și componenta imaginar ă E2:
( 2 )
( 3 )
Modulul de rigiditate este folosit în evaluarea calit ății mixturilor
asfaltice, în proiectarea re țetei mixturilor asfalti ce, în dimensionarea
structurilor rutiere, precum și în analiza st ării de degradare a mixturilor
asfaltice.
Prezentul studiu experimental efec tuat în Laboratorul de Drumuri
din cadrul Catedrei de Drumuri și Căi Ferate are la baz ă evaluarea
influenței tipului de bitum în cazul mixt urii asfaltice stabilizate cu fibre –
dimensiunea maxim ă a agregatului de 16 m m, pentru determinarea
rigidității mixturii asfaltice.
2. PROIECTAREA RE ȚETEI DE MIXTUR Ă ASFALTIC Ă
UTILIZAT Ă ÎN LABORATOR ) cos(*1 ϕ xE E= ) sin(*2 ϕ xE E=
)) sin( ) (cos( **ϕ ϕ ix xE E + =2
22
1 * E E E + =⎟⎟
⎠⎞
⎜⎜
⎝⎛=
12arctanEEϕ
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
72
În vederea stabilirii unui ames tec optim de ag regate, filer și bitum
s-au ales material e ce corespund condi țiilor de calitate, conform
standardelor în vigoare.
Au fost utilizate agregate de la cariera TURCOAIA (sorturi 0-4, 4-8
si 8-16), filerul de var de tip HOLCIM , iar liantul folosit este bitum OMV
de tip 25/55-65, tip 45/80FR și tip 50/70, fibrele fiind TOPCEL.
A fost propus ă următoarea re țetă:
Tabel 1 – Re țetă mixturi asfaltice(%)
Bitum OMV Criblură
8/16 Criblură
4/8 Nisip de
concasaj 0/4 Filer 25/55-65 45/80FR 50/70 Fibră
45% 25% 13% 11% 5.7% 0.3%
3.PROGRAMUL DE ÎNCERC ĂRI PENTRU MIXTURA ASFALTIC Ă
Pentru a studia influen ța procentului de bitum asupra modulului de
rigiditate s-au efectuat încerc ări la încovoiere pe probe prismatice cu
diverse tipuri de bi tum, la o temperatur ă dată din intervalul 0°C – 45°C, la
deformație impusă 50μm, frecven ța încărcării variind între 0.1-30Hz.
Tabel 2 – Program de încerc ări pentru mixturi
Tipul încerc ării Temperatura (oC) Frecven ța solicitării (Hz)
45
40
35
30
25
20
25
20
15
10
5
4PB-PR
0
30; 25; 20; 15; 10; 8; 1; 0.3; 0.1
Ținând cont de faptul c ă la temperaturi sc ăzute și frecven țe ridicate,
mixtura asfaltic ă devine mai rigid ă, secvențele de înc ărcare ale probelor
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
73au fost în ordinea cre șterii temperaturii, iar la aceea și temperatur ă,
încercarea a pornit de la frecven ța cea mai mare c ătre cea mai mic ă.
Modulul de rigiditate al materialului în cercat se determin ă la cel de-
al 100-lea ciclu de înc ărcare și ca medie aritmetic ă a valorilor ob ținute de
la cel puțin 2 epruvete.
4. CONFEC ȚIONAREA PROBELOR
Pentru 4PB-PR au fost confec ționate epruvete prismatice cu
dimensiunea L=405 mm, l= 50 mm, h=50 mm, prin t ăierea în pl ăci după
compactarea cu cilindrul compactor.
Probele sub form ă dreptunghiular ă (grinzi prismatice ) sunt fixate cu
bride interioare și exterioare amplasate si metric. Grinda prismatic ă
trebuie supus ă unei încovoieri periodice în patru puncte, cu rota ție și
translație liberă la toate punctele de reac ție și încărcare.
Figura 1. – Echipament de înc ărcare pentru încercarea la încovoiere 4PB-PR
Încovoierea trebuie realizat ă prin înc ărcarea celor dou ă puncte
interioare (bride in terioare), în direc ție vertical ă perpendicular pe axa
longitudinal ă a grinzii. Trebuie fixat ă poziția vertical ă a extremit ăților
(bride exteri oare). Aceast ă configura ție de înc ărcare trebuie s ă creeze un
moment constant și de aici, o deforma ție constant ă, între dou ă bride
interioare. Înc ărcarea aplicat ă este sinusoidal ă.
Se măsoară amplitudinile efortului și deforma ției precum și
defazajul între efort și deforma ție.
5. REZULTATE EXPERIMENTALE
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
74 Supunând probele de mixtur ă asfaltică cu cele trei tipuri de bitum la
deformația sinusoidal ă constant ă în timp, în condi țiile de încercare
prezentate la punctul 3, în tabelul 2, se ob țin valori ale modulului de
rigiditate care s- au reprezentat grafic în acest capitol:
a) curbe izocrone
0,02000,04000,06000,08000,010000,012000,014000,016000,018000,020000,0
0 1 02 03 04 05 0
temperatura ( C)modulul de rigiditate (MPa)f=0.1Hz
f=0.3 Hz
f=1 Hz
f=8 Hz
f=10 Hz
f=15 Hz
f=20 Hz
f=25 Hz
f=30 Hz
Figura 2. Variația modulului de ri giditate în func ție de
temperatura probei MASF16 25/55-65
020004000600080001000012000140001600018000
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
temperatura ( C)modulul de rigiditate (MPa)f=0,1 Hz
f=0,3 Hz
f=1 Hz
f=8 Hz
f=10 Hz
f=15 Hz
f=20 Hz
f=25 Hz
f=30 Hz
Figura 3. Variația modulului de ri giditate în func ție de
temperatura probei MASF16 50/70
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
75 020004000600080001000012000140001600018000
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 temperatura ( C)modulul de rigiditate (MPa)f=0,1 Hz
f=0,3 HZ
f=1 Hz
f=8 Hz
f=10 Hz
f=15 Hz
f=20 HZ
f=25 Hz
f=30 Hz
Figura 4. Variația modulului de ri giditate în func ție de
temperatura probei MASF16 45/80FR
De asemeni, au fost trasate cu rbe izoterme, prin reprezentarea
grafică a modulului de ri giditate în func ție de frecven ța solicitării, la o
temperatur ă dată, pentru cele trei tipuri de mi xturi încercate în laborator:
b) curbe izoterme
02000400060008000100001200014000160001800020000
0 5 10 15 20 25 30 35
frecventa (Hz)modulul de rigiditate (MPa)T=0 C
T=5 C
T=10 C
T=15 C
T=20 C
T=25 C
T=30 C
T=35 C
T=40 C
T=45 C
Figura 5. Variația modulului de ri giditate în func ție de frecven ța
solicit ării pentru proba de MASF16 25/55-65
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
76 020004000600080001000012000140001600018000
0 5 10 15 20 25 30 35
frecventa (Hz)modulul de rigiditate (MPa)T=0 C
T=5 C
T=10 C
T=15 C
T=20 C
T=25 C
T=30 C
T=35 C
T=40 C
T=45 C
Figura 6. Variația modulului de ri giditate în func ție de frecven ța
solicit ării pentru proba de MASF16 50/70
020004000600080001000012000140001600018000
0 5 10 15 20 25 30 35
frecventa (Hz)modulul de rigiditate (MPa)T=0 C
T=5 C
T=10 C
T=15 C
T=20 C
T=25 C
T=30 C
T=35 C
T=40 C
T=45 C
Figura 7. Variația modulului de ri giditate în func ție de frecven ța
solicit ării pentru proba de MASF16 45/80FR
Pentru a eviden ția influen ța tipului de bitum asupra rigidit ății
mixturilor asfaltice , reprezentarea grafic ă a modulului de rigiditate la
20°C în func ție de tipul de bitum, în condi țiile prev ăzute de SR EN
12697-20 și SR EN 12697-26, realizate din mixtur ă asfaltică cu acela și
procent, dar cu tipuri di ferite de bitum, arat ă ca în figura 8:
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
7745/80 FR50/7025/55-65
02000400060008000100001200014000
tipul bitumuluimodulul de rigiditate la 20 C, (MPa)45/80FR
50/70
25/55-65
Figura 8. Modulul de rigidi tate la t=20°C, ν=8Hz
în funcție de tipul bitumului
Tabel 3 – Modulul complex din da te de laborator pentru 20°C, 8Hz
Tip bitum ׀E*׀lab(20°C, 8Hz) (Mpa) φlab (°) E1(MPa) E 2(MPa)
45/80FR 4179 23.37 3836 1658
50/70 4454 25.56 4018 1922
25/55-65 8752.5 14.42 8477 2179.5
y = 12.524×4 – 257.4×3 + 1628.2×2 – 2278.5x + 4619.1
y = 7.0695×4 – 146.37×3 + 942.69×2 – 1130.4x + 869.89
y = 7.2233×4 – 148.14×3 + 940.88×2 – 1131.7x + 728.53
020004000600080001000012000
0.1 0.3 1 8 10 15 20 25 30frecventa (Hz)modulul de rigiditate la 20 C, (MPa)45/80FR
50/70
25/55-65
Poly. (50/70)
Poly. (45/80FR)
Figura 9. Variația modulului de ri giditate la 20°C
în funcție de frecven ța solicitării
Determinarea modulului de rigiditate în func ție de temperatura
probei , la frecven ța de 8Hz (figura 10):
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
78
02000400060008000100001200014000160001800020000
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
temperatura ( C)modulul de rigiditate la 8 Hz, (MPa )
45/80FR
50/70
25/55-65
Figura 10. Variația modulului de rigiditate la ν = 8Hz
în funcție de temperatura probei
c) Dimensionare sistem ru tier ranforsat cu MASF16:
Studiul se bazeaz ă pe valorile rigidit ății mixturilor ob ținute în
laborator la temp eratura de 20°C și frecven ța de 8Hz.
Condițiile locale din amplasamentu l drumului de studiat sunt:
-tipul de p ământ: P1 – pietri ș cu nisip
-tip climateric: I
-regim hidrologic: 2b–condi ții hidrologice mediocre (dup ă execuție)
Structura rutier ă propusă este:
Tabel 4 – Caracteristici stra turi sistem rutier ranforsat
E(MPa) Denumirea materialului din strat h(cm)45/80FR 50/70 25/55-65 μ
Mixtura asfaltic ă cu fibre MASF16 5 4180 4450 8450 0.35
Strat asfaltic vechi 10 3300 0.35
Piatră spartă 15 500 0.27
Balast 20 217 0.27
Pământ – 100 0.27
Ebalast = 0.20 * h balast0.45 * E pam =217 MPa
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
79Tabel 5 – Deforma ția specific ă de întindere și de compresiune
Valoare Denumire strat
analizat hcalcul(cm)εr; εz
(microdef.) 45/80FR 50/70 25/55-65
straturi bituminoase -15 εr 171.8 171.6 169.1
strat nisip -50 εz 408.1 404.7 371.3
Analiza comport ării sub trafic a structurii rutiere
1.Criteriul deforma ției specifice de întinde re admisibile la baza
straturilor bituminoase
Nc = 0.85 m.o.s.
Nadm. = 24.5 x 108 x εr-3,97 (m.o.s.) pentru N c< 1m.o.s.
Tabel 6 – Num ăr de solicit ări rezultat din calcul
Tip bitum N adm RDO
45/80FR 3.28 0.2591
50/70 3.30 0.2575
25/55-65 3.49 0.2435
→ RDO < 0.9 (RDO adm)
2.Criteriul deforma ției specifice ver ticale admisibile la nivelul
pământului de fundare :
εz adm=600 x N c-0,25 , pentru N c <1m.o.s. (microdeforma ții)
Tabel 7 – Deforma ția specific ă verticală
Tip bitum εz adm εz
45/80FR 408.1
50/70 404.7
25/55-65
624.9
371.3
→ εz < εz adm.
6. CONCLUZII
Realizarea, compactarea și testarea la încovoi ere în patru puncte a
mixturii asfaltice în laborator a avut ca obiectiv determinarea
performan țelor sale viitoare din timpul dur atei de serviciu a drumului.
Analizând rezultatele de laborator ob ținute, se poa te observa c ă, la
temperaturi mici, de pân ă la 10-15°C, tipul de mixtur ă influențează vizibil
valoarea modulului de rigi ditate, în timp ce, la te mperaturi de peste 30°C,
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
80 mixturile asfaltice supuse încerc ărilor prezint ă moduli apropia ți, mici, de
ordinul a sute de MPa (figura 9).
De asemenea , se observ ă că variația modulului de ri giditate pentru
frecvențe mari, din intervalul 10-30 Hz este mic ă, indiferent de tipul
mixturii, în timp ce, în intervalul de frecven țe 0-10Hz modulul de
rigiditate are o cre ștere polinomial ă funcție de frecven ța solicitării (figura
10).
În condiții de temperatur ă si frecven ță constante, t=20°C, ν = 8Hz,
(figura 8) se constat ă:
– o scădere de ≈ 6% a modulului de rigidita te în cazul bitumului de
tip PmB 45/80FR, special pentru aeroporturi, fa ță de bitumul pur 50/70,
pentru o cre ștere a penetra ției bitumului de ≈ 24% ( de la 49 pen la 64
pen 1/10mm);
– o creștere de ≈ 53% a modulului de rigiditate în cazul bitumului de
tip PmB 25/55-65 fa ță de bitumul PmB 45/80FR pentru o sc ădere a
penetrației bitumului de ≈ 29% (de la 49 pen la 35 pen 1/10mm);
– o creștere de ≈ 50% a modulului de rigidi tate în cazul bitumului
PmB 25/55-65 compara tiv cu bitumul pur 50/70 pentru o sc ădere a
penetraței bitumului de ≈ 45% (de la 64 pen la 35 pen 1/10mm).
Creșterea modulului de rigiditate cu sc ăderea unghiului de defazaj,
conform tabelului 3, pune în eviden ță o creștere a elasticit ății și o
rezistență la deforma ții permanente a bitumurilor modificate fa ță de
bitumul pur de tip 50/70, unde predomin ă componenta vâscoas ă.
Rata de degradare la oboseal ă este mai mare în cazul mixturilor care
au în componen ță bitumuri modificate, ca și deforma ția specific ă verticală
de compresiune la nivelu l patului drumului, observa ție făcută la o
temperatur ă în aer constant ă.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
81
BIBLIOGRAFIE
[1]. “Îmbrăcăminți bituminoase cilindrate la cald” , SR 174-1/ 2002 .
[2]. “Mixturi asfaltice – Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald.
Partea 26: Rigiditate” , SR 12697-26/
2005
[3]. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald.
Partea 33: Confectionarea epruvete lor cu compactorul cu placa, SR EN 12697-33-
A1 /2007
[4]. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pe ntru mixturi asfaltice preparate la cald.
Partea 35: Malaxare în laborator” , SR 12697-35 +A1/ 2008
[5]. “Agregate pentru amestecuri bituminoase si pentru finisarea suprafetelor, utilizate la
constructia soselelor, a aeroportur ilor si a altor zone cu trafic”, SR EN 13043/ 2003
[6]. “Mixturi asfaltice. Specificatii pentru materi ale. Partea 5: Beton asfaltic cu continut
ridicat de mastic”, SR EN 13108-5/ 2006
[7]. “Normativ privind realizarea mixturilor bitu minoase stabilizate cu fibre de celuloza
destinate executarii imbr acamintilor asfaltice”, AND 539/ 2002
[8]. “Mixturi asfaltice. Specifica ții de material. Partea 20: Tipuri de încerc ări”, SR
13108-20/
2006
[9]. C. ROMANESCU, C. R ĂCĂNEL: “Reologia lian ților bitumino și și a mixturilor
asfaltice”, Editura Matrix Rom, Bucure ști,
2003
[10]. Y. RICHARD KIM: “Modeling of Asphalt Concrete” , Asce Press,
2009
[11]. E. R.BROWN, J.E. MALLICK: “ Development of a Mix Design Procedure for Stone
Matrix Asphalt Mixture ”, Journal of Association of Association of Asphalt Paving
Technologists, 1997
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
82
UTILIZAREA FIBRELOR DE POLIPROPILEN Ă ÎN
MIXTURILE ASFALTICE-
STUDIUL MODULULUI DE RIGIDITATE
Voicu Elena Lavinia, Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și Poduri, Master Ingineria
Infrastructurii Transporturilor, anul II , e-mail: lavinia.voicu86@yahoo.com
Îndrumător: Conf.dr.ing.Carmen R ăcănel, Conf. Dr. Ing. Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și
Poduri, e-mail: carmen@utcb.cfdp.ro
Rezumat
Tipurile de îmbr ăcăminți bituminoase de tip SMA (Stone Mastic Asphalt-la noi în țară
MASF) au devenit populare pentru straturile de uzur ă la drumuri pentru trafic greu și pentru
piste de aeroporturi și sunt utilizate în întreaga lume. SMA este un amestec cu schelet pietros,
bogat în granule mari, ale c ărui goluri sunt umplute cu mortar (nisip, filer, bitum) bogat în
liant. Concep ția sa se bazeaz ă pe obținerea unei stabilit ăți și durabilit ăți mari. S-a dovedit c ă
datorită durabilității sale deosebite și a costurilor reduse de între ținere este cel mai economic
tip de îmbr ăcăminte asfaltic ă pe termen lung.
Suprafața netedă care poate fi ob ținută folosind MASF ofer ă un confort ridicat în timp,
textura determin ă o rezisten ță sporită la derapaj cu un nivel relativ sc ăzut de zgomot.
Structura scheletului puternic ă dată de particulele mari asigur ă o comportare bun ă în privin ța
deformației permanente.
„Armarea” cu ajutorul fibrelor nu permite bitumului s ă se deterioreze la temperaturi
extreme, calde sau reci. Pe suprafe țele cu făgașe, deformarea mic ă p e d u r a t a c o m p a c t ării
MASF-ului permite o bun ă egalizare longitudinal ă a covorului asfaltic. Amestecul de MASF
duce nu în ultimul rând la reducerea acvaplan ării pe șosele datorit ă drenării foarte bune a apei.
În lucrarea de fa ță este prezentat ă compara ția fibrelor de polipropilen ă și a fibrelor de
celuloză în componen ța mixturilor asfaltice, prin încerc ări efectuate în laborator, cum ar fi:
încercarea la întindere indirect ă IT-CY pe probe cilindrice, încercarea la încovoiere în patru
puncte 4PB-PR pe probe pr ismatice, stabilitatea și fluajul Marshall.
Cuvinte cheie:
mixtură asfaltică, fibre, polipropilen ă, celuloză, modul de rigiditate, IT-CY, 4PB-PR
1. INTRODUCERE
Mixtura asfaltic ă se compune din urm ătoarele elemente: cribluri
(agregatul mare), nisip (agregatul fin), filer și bitum (cu rol de aglomerant).
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
83Criblurile și nisipul formeaz ă agregatele minerale, care, împreun ă cu filerul
reprezintă mixtura mineral ă.
Prin urmare, mixtura asfaltic ă poate fi caracterizat ă ca un material
compozit, constituit din trei faze: – faza solid ă: agregatele și eventualii aditivi minerali sau fibr ă;
– faza lichid ă sau vâsco-elastic ă: liantul bituminos;
– faza gazoas ă: golurile de aer.
Mixtura asfaltic ă este deci, un material co mpozit, caracteristicile fiec ărui
component în parte influen țând răspunsul final al amestecului.
Mixtura asfaltic ă stabilizat ă cu fibre (MASF) este alc ătuită din
componentele prezentate an terior, la care se adaug ă componenta stabilizatoare,
fibra, care poate fi fibr ă de celuloz ă, fibră de polipropilen ă, fibră minerală. În
acest studiu s-au folosit fibrele de polipropilen ă si fibrele de celuloz ă.
Figura 1. Fibre de polipropilen ă și fibre de celuoz ă
Aceste tipuri de îmbr ăcăminți bituminoase cilindrate, executate la cald,
realizate din mixturi asfaltice stabilizate cu fibre, folosindu-se ca strat de uzur ă
la drumuri, aduc urm ătoarele avantaje :
Îmbunătățirea caracteristicilor de suprafa țare prin:
– sporirea rezisten ței la alunecare;
– reducerea zgomotului în timpul rul ării;
Îmbunătățirea vizibilit ății pe timp de ploaie datorit ă reducerii efectului de
orbire prin reflexie – prin dispersia mai bun ă a luminii primite;
Evacuarea mai rapid ă a apelor prin drenarea acestora în p ărțile laterale
ale drumului și diminuarea fenomenului de acvaplanare;
Sporirea durabilit ății îmbrăcăminților bituminoase prin:
– creșterea rezisten ței la oboseal ă și la îmbătrânire;
– îmbunătățirea caracteristicilor de stabilitate;
Sporirea stabilit ății la deforma ții permanente prin:
– asigurarea unei rezisten țe sporite la producerea f ăgașelor;
Reducerea costurilor de între ținere datorită:
– reducerii duratei de întrerupere temporar ă a circula ției rutiere pentru
efectuarea repara țiilor;
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
84 – executării unor straturi de grosimi mai reduse care implic ă operativitate
și eficiență;
– posibilitatea de reciclare a materialel or pentru a fi utilizate în alte re țete
de mixturi (beton asfaltic).
Eficacitatea utiliz ării MASF-ului
Costurile ini țiale de producere a MASF sunt ceva mai mari decât la BA
(betoane asfaltice), datorit ă unei cantit ăți mai mari de bitum, a calit ății
agregatelor și a folosirii inhibitorilor de drenaj.
Analizând îns ă costurile de fabrica ție și de întreținere pe ciclul de via ță se
constată rentabilitatea superioar ă a suprafe țelor acoperite cu MASF fa ță de cele
acoperite cu BA. Se aplic ă grosimi mai mici; acolo unde este necesar ă o grosime
de 35-50 mm pentru BA, se aplic ă o grosime de 25-35 mm pentru MASF
(costurile pe un metru p ătrat de MASF pus în oper ă este mic, compensând
costurile ini țiale de produc ție). Ciclul de via ță considerat de 12 ani pentru BA
este clar dep ășit de cei 20-30 de ani ai MASF. Costurile de între ținere a MASF
sunt mult mai mici decât pentru BA datorit ă rezistenței mai mari la trafic greu,
la fisurare și la deformare plastic ă.
Utilizarea MASF-ului: pe drumurile cu circula ție mai dens ă; pe drumurile
cu frecven ță mare a traficului greu; în zonele de ac țiune ale ro ților pe acelea și
aliniamente; în intersec ții; pe autostr ăzi; în pantă și în ramp ă; pe poduri; pe
traseele autobuzelor; în parcări; în porturi, sta ții CF, depozite;pe pistele
aeroporturilor.
Rigiditatea mixturilor asfaltice
Rigiditatea mixturii asfaltice este o pr oprietate a materialului. Mai precis,
este panta curbei tensiune-deforma ție specific ă mixturii asfaltice.
Termenul de modul de rigiditate este folosit de Shell și este legat de
modelul dinamic. No țiunea de rigiditate a fost introdus ă de Van der Poel, din
cauza efectelor pronun țate ale timpului de înc ărcare și temperaturii, asupra
răspunsului reologic al bitumului și pentru a distruge acest parametru de modul
elastic.
Modul complex: rela ție între efort și deforma ție pentru un material linear
vâsco-elastic supus unei sarcini sinusoidale sub form ă de undă în funcție de
timpul t, atunci când prin aplicarea unei tensiuni σ·sin (ω·t) rezultă o deforma ție
ε·sin [ω·(t – Φ)], care are un unghi de faz ă Φ, în funcție de efort.
Modulul complex E* este definit ca raportul efort/deforma ție:
E* = E*·[cos(Φ) + i· sin(Φ)] [MPa] (1)
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
85Modulul complex este caracter izat de o pereche de dou ă componente.
Aceast ă pereche poate fi exprimat ă în două moduri: componenta real ă E1
și componenta imaginar ă E2:
E 1=|E*|·cos( Φ) [MPa] (2)
unde: E*= modul complex, MPa
Φ = unghi de faz ă, C
E 1 = componenta real ă, MPa
E2=|E*|·sin( Φ) [MPa] (3)
unde: E*= modul complex, MPa
Φ = unghi de faz ă, C
E 2 = componenta imaginar ă, MPa
Valoarea absolut ă a modulului complex |E*| și unghiul de faz ă :
E*=√(E12+E22) [MPa] (4)
ϕ =arctan(E 2/E1) [ C]
(5)
unde: E*= modul complex, MPa E
1 = componenta real ă, MPa
E 2 = componenta imaginar ă, MPa
ϕ= unghi de faz ă, C
Această caracterizare este utilizat ă cel mai des în practic ă.
De exemplu, în calculele pentru mu lti-straturile linear elastice, modulul
E* este utilizat în general ca valoare a m ărimii de intrare pentru modulul lui
Young.
Pentru materialele pur elastice, unghiul de faz ă este zero și atunci modulul
complex se reduce la modulul lui Young. Aceasta se întâmpl ă când mixtura
asfaltică se află la o temperatur ă foarte joas ă (Φ ≤ -20 C). Atunci modulul
complex atinge cea mai mare valoare posibil ă, notată E∞.
2. ÎNCERC ĂRI DE LABORATOR FOLOSITE
Încercările disponibile în laborator se refer ă la aplicarea unei sarcini
verticale de compresiune pe genera toarea probei cilindrice de mixtur ă asfaltică
și aplicarea unei tensiuni σ probelor prismatice de mixtur ă asfaltică, rezultând o
deformație ε care are un unghi de faz ă Φ, în funcție de efort.
În conformitate cu sta ndardul european SR EN 12697-26, se realizeaz ă
încercări pe mixturi asfaltice din îmbr ăcămintea rutier ă, folosind încercarea de
întindere indirect ă IT-CY (anexa C), pe probe cilindrice, pentru care se aplic ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
86 probei 5 impulsuri de înc ărcare și pentru fiecare puls aplicat de m ăsoară și se
înregistreaz ă automat sarcina maxim ă, deforma ția diametral ă orizontal ă și
timpul de înc ărcare. (figura 3).
Figura 3. Aparatul de încercare la întindere indirect ă IT-CY
În cazul încerc ării la întindere indirect ă, proba de încercat sub forma
cilindrică trebuie supus ă la încărcări repetate de compresiune, func ția de
încărcare fiind de form ă haversine, pe plan vertical diametral (efort constant,
aplicat dinamic, avand 0.1 s timp de înc ărcare și 0.4 s timp de desc ărcare, pe
generatoare).
Tot în acela și standard european SR EN 12697-26 se realizeaz ă încercări
pe mixturi asfaltice folosind încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR
(anexa B), pe probe prismatice c ărora li se aplic ă o tensiune σ și rezultă o
deformație ε (figura 4).
În cazul încerc ării la încovoiere în patr u puncte, probele de form ă
dreptunghiular ă (grinzi prismatice) sunt fixate cu bride interioare și exterioare
amplasate simetric și sunt supuse unei încovoieri periodice în patru puncte, cu
rotație și translație liberă la toate punctele de reac ție și încărcare. Încovoierea
trebuie realizat ă prin încărcarea celor dou ă puncte interioare de înc ărcare (bride
interioare), în direc ție vertical ă perpendicular pe axa longitudinal ă a grinzii.
Rezultă o deforma ție constant ă, între dou ă bride interioare. Înc ărcarea aplicat ă
este de form ă sinusoidal ă. În timpul încerc ării se măsoară în funcție de timp
încărcarea necesar ă pentru încovoierea probei, deflexiunea și defazajul între
aceste dou ă semnale. În timpul încerc ării se măsoară: forța necesar ă pentru
deformarea epruvetei func ție de timp, și defazajul între semnalul for ței și
semnalul deplas ării.
Se calculeaz ă între cel de-al 45-lea ciclu si cel de-al 100-lea ciclu de
încărcare modulul de rigiditate al materialului încercat.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
87
Figura 4. Încercarea de încovoiere în pa tru puncte pe probe prismatice
Condi țiile în care s-au încercat probele sunt detaliate în tabelul 1.
Tabelul 1. Condi ții de încercare ale probelor
Tip MASF Încerc ări utilizate Condi ții Tip probe Caracteristica rezultat ă
Încercarea
Marshall Temperatura de
încercare T=60 C Cilindrice Stabilitate și Fluaj
Temperatura de
încercare T=15 C Încercarea la
întindere indirect ă
IT-CY Temperatura de
încercare T=20 C Cilindrice Modul de rigiditate
după 5 impulsuri
aplicate pe fiecare
diametru
Temperatura de
încercare T=20 C Cu fibre de
polipropi-
lenă
Încercarea la
încovoiere în
patru puncte 4PB-
PR Frecvența este de
8Hz Prismatice Modul de rigiditate la
ciclul 100 de înc ărcare
Încercarea
Marshall Temperatura de
încercare T= 60 CCilindrice Stabilitate și Fluaj
Temperatura de
încercare T= 15 CÎncercarea la
întindere indirect ă
IT-CY Temperatura de
încercare T=20 C Cilindrice Modul de rigiditate
după 5 impulsuri
aplicate pe fiecare
diametru
Temperatura de
încercare T= 20 CCu fibre de
celuloză
Încercarea la
încovoiere în
patru puncte 4PB-
PR Frecvența este de
8Hz Prismatice Modul de rigiditate la
ciclul 100 de înc ărcare
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
88
3. MATERIALE UTILIZATE, RE ȚETE, PROBE
În cadrul Laboratorului de Drumuri din cadrul U.T.C.B. s-au încercat o
serie de probe cilindrice și prismatice realizate din mixtur ă asfaltică stabilizat ă
cu fibre MASF16 (fibre de celuloz ă și polipropilen ă), a cărei rețetă s-a proiectat
în același laborator.
Materialele utilizate au fost cribluri și nisip de concasaj de Turcoaia, filer
de Holcim și bitum modificat OMV 25/55-65 PMB STAR FALT. Re țeta este
prezentată în tabelul 2.
Tabelul 2. Re țeta mixturii asfaltice MASF16
Criblură
8/16 (%) Criblură
4/8 (%) Nisip de
concasaj
0/4 (%) Filer
(%) Fibră
(%) Bitum
(%)
45 25 13 11 0,3 5,7
Curba granulometrica pentru MASF 16
0,0010,0020,0030,0040,0050,0060,0070,0080,0090,00100,00
123456789 1 0
Dimensiunea ochiurilor sitei [mm]Treceri [%]
min MASF 16 max
Figura 5. Curba granulometric ă a MASF-ului
Probele supuse încerc ărilor conform punctului 2 de mai sus, au fost
compactate în laborator în func ție de tipul testului (figura 6). Astfel, pentru
încercarea de întindere indirect ă, IT-CY probele cilindrice cu φ=100 mm au fost
compactate cu ajutor ul ciocanului Marshall. Probe le utilizate pentru încercarea
de încovoiere în patru pu ncte, 4PB-PR au fost t ăiate la dimensiuni L=405 mm,
l=50 mm, h=50 mm din pl ăci compactate în laborator cu compactorul cu rulou.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
89
Figura 6. Probe cilindrice și prismatice utilizate pentru determinarea
modulului de rigiditate
4. REZULTATE OB ȚINUTE
4.1. Rigiditatea dat ă de încercarea de întindere indirect ă IT-CY
Conform SR EN 13108-1:2006 și în funcție de valorile ob ținute pentru
modulul de rigiditate al MASF cu fibre de polipropilen ă și fibre de celuloz ă,
încercarea de întindere indirect ă IT-CY, putem face urm ătoarea clasificare
(tabelul 3):
Tabelul 3. Valorile modulului de ri giditate din încercarea de întindere
indirectă IT-CY
Fibre polipropilen ă Fibre celuloz ă
E
(MPa) Smin
(MPa) Smax
(MPa) E
(MPa)Smin
(MPa) Smax
(MPa)
15 C 5150 4500 7000 5092 4500 7000
20 C 3032 2800 7000 4323 3600 7000
Modul de rigiditate MASF16 (IT-CY)
4323
30325150 5092
0100020003000400050006000E (MPa)
t=15°C t=20°C
Polipropilen ă Celuloză
Figura 7 -Modulul de rigiditate ob ținut prin IT-CY
4.2. Rigiditatea dat ă de încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR
Conform SR EN 13108-1:2006 și în funcție de valorile ob ținute pentru
modulul de rigiditate al MASF cu fibre de polipropilen ă și fibre de celuloz ă,
încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR, putem face urm ătoarea
clasificare (tabelul 4):
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
90 Tabelul 4. Valorile modulului de rigi ditate din încercarea de încovoiere în
patru puncte 4PB-PR
Modul de rigiditate MASF16 (4PB-PR)
48849452
0200040006000800010000
t=20 o CE (MPa)
Polipropilen ă Celuloză
Figura 8 -Modulul de rigiditate ob ținut prin 4PB-PR
În figura 9 este prezentat ă variația unghiului de faz ă, în cazul celor dou ă
tipuri de mixturi asfaltice.
Unghiul de faz ă φ
12,5
11,57
1111,211,411,611,81212,212,412,6φ (o C)
Polipropilen ă Celuloză
Figura 9- Unghiul de faz ă φ
4.3. Rigiditatea dat ă de încercarea de întindere indirect ă IT-CY și
încovoiere în patru puncte 4PB-PR
Având în vedere faptul c ă, atât încercarea de întindere indirect ă IT-CY,
cât și încercarea de încovoiere în patru punc te 4PB-PR, au fost realizate la
temperatura de 20 C, în figura 10 este prezentat ă compara ția între valorile
modulului de rigiditate ob ținute prin cele dou ă încercări. Tip fibre Temperatura E
(MPa) φ E1
(MPa) E2
(MPa) Smin
(MPa) Smax
(MPa)
Polipropilen ă 20 C 4884 12,5 4768,25 1056,90 4500 7000
Celuloză 20 C 9452 11,57 9260 1897 9000 11000
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
91Modul de rigiditate la t=20°C
3032488443239452
0200040006000800010000E (MPa)
IT-CY 4PB-PR
Polipropilen ă Celuloză
Figura 10- Modulul de rigiditate ob ținut prin IT-CY și 4PB-PR
4.4. Comportarea mixturii asfalti ce studiate în structura rutier ă
Cu valorile modulului de rigiditate ob ținute prin încercarea de întindere
indirectă s-a urmărit comportarea mixturii asfalti ce studiate în structura rutier ă,
prin rularea cu ajutorul programului Alize 5.
Programul de calcul ALIZE 5 se bazeaz ă pe metoda BURMISTER care
permite calculul st ării de tensiuni și deforma ții, sub o înc ărcare circular ă,
statică (vertical ă – ce simuleaz ă încărcarea dat ă de trafic sau orizontal ă – ce
simulează forțele de contact pneu-car osabil), în diferite puncte ale unui sitem
rutier, considerat multistrat, semiinfinit.
Straturile sistemului rutier s unt considerate prin modulul de
elasticitate și coeficientul lui Poisson și nu prezint ă greutate.
Ipotezele de calcul ale programului ALIZE 5 sunt urm ătoarele:
– straturile se consider ă solide elastice, liniare , omogene, izotrope,
caracterizate de modulu l de elasticitate E și de coeficientul lui Poisson μ;
– interfața între straturi se poate considera cu aderen ță sau fără aderență;
– se pot considera mai multe înc ărcări concomitent.
Principii de dimensionare
Dimensionarea sistemelor rutiere suple (flexibile) se bazeaz ă pe
îndeplinirea concomitent ă a următoarelor criterii:
-deformația specific ă de întindere admisibil ă la baza straturilor
bituminoase ( r);
-deformația specific ă de compresiune admisibil ă la nivelul patului
drumului ( z).
Cele două deformații trebuie s ă fie în limitele acceptate.
În urma rul ării cu programul Alize, am ob ținut rezultatele prezentate în
tabelul 5.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
92 Tabelul 5-Rezultatele rul ării cu programul Alize
Polipropilen ă Celuloză
15
C 20 C 15 C20 C
εr (microdeforma ții) 173,2 174,5 173,2 173,5
εz (microdeforma ții) 485,3 518,4 486 493,9
Deforma ția specific ă de întindere la baza pachetului de straturi
asfaltice
RDO≤RDO adm (6)
RDO-rata de degradare prin oboseal ă
RDO adm-rata de degradare prin oboseal ă admisibil ă
RDO=N c/Nadm (7)
Nc-traficul de calcul, m.o.s.
Nc=0.9 m.o.s. 1 m.o.s.
Nadm-traficul admisibil, m.o.s.
Nadm=24.5·108· r-3.97 (m.o.s.) dac ă Nc≤1 m.o.s . (8)
r-deformația specific ă de întindere la baza straturilor asfaltice,
microdeforma ții
Rezultatele se reg ăsesc în figura 11.
Deforma ția specific ă de compresiune la nivelul patului drumului
z≤ zadm (9)
z-deformația specific ă de compresiune la ni velul patului drumului,
microdeforma ții
zadm-deformația specific ă de compresiune admisibil ă, microdeforma ții
Rezultatele se reg ăsesc în figura 12.
Rata de degradare prin oboseal ă (RDO)
0,2850,2830,2910,283
00,10,20,3RDO
t=15°C t=20°C
Polipropilen ă Celuloză
Figura 11- Rata de degragare prin oboseal ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
93Deforma ia specific ă de compresiune la nivelul
patului drumului
493,9485,3518,4486,0
0100200300400500600εz (microdeforma ii)
t=15°C t=20°C
Polipropilen ă Celuloză
Figura 12- Deformația specific ă de compresiune la ni velul patului drumului
5. CONCLUZII
Rigiditatea mixturilor asfaltice este o proprietate a materialelor foarte
important ă care depinde de mai mul ți factori, printre care se num ără: tensiunea,
temperatura, umiditatea, gradul de uzur ă. Capacitatea de a o m ăsura precis în
laborator și în teren este esen țială pentru lucr ările de drumuri, atât în prezent, cât
și în viitor.
Atât fibrele de polipropilen ă, cât și cele de celuloz ă împiedic ă curgerea
liantului de pe agrega tele minerale influen țând pozitiv stabilitatea mixturii, cresc
rezistența la îmbătrânire și la făgășuire, reduc zgomotul la rularea vehiculelor,
au o aderen ță foarte bun ă și produc degrad ări mai mici în timp.
Rigiditatea mixturilor asfaltice se poate ob ține din mai multe tipuri de
încercări (IT-CY, 4PB-PR), pe probe cilindrice sau prismatice, din înc ărcări cu
efort constant sau deforma ție constant ă.
Studiile efectuate în laborator conduc la o serie de c oncluzii importante.
Pentru aceea și temperatur ă (20 °C), modulul de rigid itate al probelor de MASF
cu fibre de polipropilen ă (4884 MPa) scade cu 48,4% fa ță de modulul de
rigiditate al probelor de MASF cu fibre de celuloz ă (9452 MPa), valori
determinare prin încercarea de în covoiere în patru puncte (4PB-PR).
La temperatura de 15 °C , valoarea modulului de rigiditate al MASF cu
fibre de polipropilen ă este aproximativ egal cu ce l al MASF cu fibre de celuloz ă
(5150 MPa fa ță de 5092 MPa), în timp ce la temperatura de 20 °C valoarea
modulului de rigiditate al MA SF cu fibre de poilipropilen ă scade cu 30% fa ță de
modulul de rigiditate al MASF cu fibre de celuloz ă (3032 MPa fa ță de 4323
MPa), valori determinate prin încercarea la întindere indirect ă (IT-CY).
La temperatura de 15 °C, mixtura asfaltic ă stabilizat ă cu fibre de
polipropilen ă și cea stabilizat ă cu fibre de celuloz ă se comport ă la fel sub
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
94 acțiunea traficului, rata de degradare prin oboseal ă fiind egal ă (0,283
microdeforma ții).
La temperatura de 20 °C, ra ta de degradare prin oboseal ă a mixturii
asfaltice stabilizat ă cu fibre de polipropilen ă este mai mare cu 2.1% fa ță de rata
de degradare prin oboseal ă a mixturii asfaltice stabilizat ă cu fibre de celuloz ă,
datorită modulului de rigiditate mai mic cu 30% (3032 MPa fa ță de 4323 MPa).
Deforma ția specific ă de compresiune la nivelul patului drumului este cu
atât mai mic ă cu cât modulul de rigiditate este mai mare (la te mperatura de 15
°C), în timp ce la temperaturi mai ridicate (20°C-în cazul de fa ță) cu cât modulul
de rigiditate este mai mic, cu atât deforma ția specific ă de compresiune la nivelul
patului drumului este mai mare.
BIBLIOGRAFIE
[1]. Construc ția drumurilor-Încerc ări de laborator-Stan Jercan, Constantin
Romanescu, Mihai Dicu
[2]. Curs Anul II Master- Materi ale compozite pentru stratu ri rutiere-Conf.dr.ing.
Carmen R ăcănel
[3]. Curs Drumuri III- Mixturi asfa ltice-Prof.dr.ing. Elena Diaconu
[4]. Reologia lian ților bitumino și și a mixturilor asfaltice- Constantin Romanescu și
Carmen R ăcănel
[5]. Proiectarea modern ă a rețetei mixturii asfaltice- Conf.dr.ing. Carmen R ăcănel
[6]. SR EN 12697-26-Metode de încercare pen tru mixturi asfalt ice preparate la
cald-Partea 26: Rigiditate
[7]. AND 542/1998- Instruc țiuni tehnice privind det erminarea modulului de
elasticitate dinamic ă al mixturilor asfaltice
[8]. SR 174-1- Îmbr ăcăminți bituminoase cilindrate exec utate la cald. Partea 1:
Condiții tehnice pentru mixturi asfaltice
[9]. Modeling of Asphalt Concrete – Y.Richard, Ph.D.,P.E. Editor, Professor, North
Carolina State University
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
95
UTILIZAREA SISTEMELOR INFORMA ȚIONALE
GEOGRAFICE PENTRU INVENTARIEREA ȘI
MONITORIZAREA ST ĂRII INFRASTRUCTURII DE
TRANSPORT
Lupu Oana, Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și Poduri, sec ția Ingineria Infrastructurii
Transporturilor, anul II, e-mail: oana_burlacu@ymail.com
Îndrumător: Dicu Mihai , profesor doctor inginer la Facultatea de C ăi ferate, Drumuri și Poduri, e-
mail: mdicu@cfdp.utcb.ro
Rezumat
În prezent, în lume, avem de a face cu o tendin ță generală de dezvoltare a numeroase sisteme
și aplicații care gestioneaz ă date și informa ții curente cu privire la inventarierea și
monitorizarea st ării infrastructurii transportu rilor rutiere, în scopul cre șterii eficien ței
procesului decizional. Admini stratorii drumurilor trebuie s ă aibă capacitatea de a gestiona un
volum mare de informa ții, și de aceea este necesar ă o abordare mai nou ă a acestei probleme.
În acest scop, prezen ța lucrare propune un sistem bazat în principal pe tehnologii GIS, sistem
care înglobeaz ă în același timp date, informa ții, hărți specifice și înregistr ări video cu privire
la situația drumurilor dintr-o anumit ă unitate administrativ-ter itoriala, în scopul rezolv ării
cerințelor specifice unui management riguros.
Lucrarea v ă prezintă o metodă de utilizare a tehnologiei GIS pentru monitorizarea st ării de
degradare la nivelul p ărții carosabile și calculul indicilor de star e conform Normativ IND 540.
Cuvinte cheie: sisteme informa ționale geografice, management, degrad ări, indici de
stare
1. INTRODUCERE
Scopul principal al activit ății manageriale este legat de îmbun ătățirea
furnizării serviciilor c ătre utilizatorul drumului, ținând cont de drepturile sale de
contribuabil, de a circula pe re țeaua de infrastructur ă de transport în condi ții de
siguranță de confort. Pentru acest dezide rat, responsabilul direct este
administratorul drumului în ca litatea sa de gestionar al re țelei publice de
infrastructur ă rutiere, care are interesu l de a dispune de o baz ă de date ce poate fi
actualizat ă și interogat ă periodic.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
96 Starea de degradare a îmbr ăcăminții rutiere este considerat ă că reflectă
“sănătatea” structurii rutiere. Din acest motiv, ea este utilizat ă în definirea st ării
tehnice a drumului în majoritatea met odologiilor de gestionare a retelelorde
drumuri. Ea este considerat ă că poate da informa ții atât asupra capacit ății
portante a structurii rutiere cât și asupra capacit ății funcționale a drumului.
Performan ța structurii rutiere este m ăsura în care aceasta îndepline ște
obiectivele principale pentru care a fost construit ă:
– economii maxime sau cel pu țin rezonabile, pentru administratori și
utilizatori;
– siguranța în exploatare maxim ă sau cel pu țin adecvat ă;
– viabilitate maxim ă sau cel pu țin rezonabil ă pe toată perioada de
exploatare.
În acest sens, prin aceast ă lucrare doresc s ă prezint o procedur ă modernă
de achiziții de date din teren și de prelucrare a acestora , pentru o evaluare rapid ă
a stării tehnice a drumului.
2. NOȚIUNI GENERALE ÎN CEEA CE PRIVE ȘTE SISTEMUL
INFORMA ȚIONAL GEOGRAFIC
În noua economie bazat ă pe cuno ștințe ce se impune în societ ățile
competitive, sistemele informatice pentru organizarea datelor, informa țiilor și
extragerea de noi cuno ștințe devin esen țiale în procesele de luare a deciziilor și
de elaborare a strategiilor de dezvoltare.
Pe lâng ă tipurile de date clasice utilizat e în sistemele informatice, în
ultimii ani au luat amploare datele geospa țiale. Aceste da te se refer ă la
localizarea geografic ă a anumitor obiecte pe glob, la form ă și dimensiunile
acestora. Sistemele in formatice care stocheaz ă, prelucreaz ă, vizualizeaz ă datele
economice clasice împreun ă cu datele geospa țiale se numesc sisteme
informatice geografice – GIS.
O definiție riguros științifică a ceea ce înseamn ă un GIS ar putea fi: calculator
capabil s ă asambleze, s ă păstreze, să manipuleze și să afișeze informa ții
geografice specifice, (de exemplu informa ții identificate în func ție de loca ții).
GIS este o abreviere de la Ge ographical Information System și este o tehnologie
bazată pe o prelucrare a da telor pe calculator, pentru cartografierea și analiza
entităților de pe suprafa ța terestră. Mai pe larg, un sistem GIS este un sistem
folosit pentru modelarea informa ției, proceselor și structurilor, care reflect ă
lumea real ă, inclusiv evenimentele trecute, pentru a putea în țelege, analiza și
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
97gestiona resurse și facilități. Un sistem GIS poate fi de scris ca sistem de gestiune
a unei
baze de date, care de regul ă prezintă utilizatorului datele într-un mod interactiv
grafic, care poate fi interogat ă și analizată.
Arhitectura unui sistem geografic este prezentat ă în figură următoare:
Figura 1. Arhitectura unui GIS(dup ă Mike Worboys și Matt Duckham
în lucrarea [WORB04])
Rolul sistemului GIS este s ă pună date provenite din diverse surse
împreuna într-un sistem de informa ții unitar. Fiind un sistem complex, acesta
poate comporta câteva avantaje și dezavantaje în utilizare.
Avantajele utiliz ării unui GIS: datele sunt ma i bine organizate, se elimin ă
redundanța în stocarea datelor; facilitatea actualiz ărilor, analize, statistici și noi
căutări mult mai u șoare,utilizatorii sunt mai productivi.
Riscuri: complexitate, costuri ridicate, modific ările din teren, dificult ăți în
formarea de personal.
Acest sistem modern de achizi ții și prelucrare de date imagistice poate fi
utilizat și la evaluarea st ării de degradare ap ărută la suprafa ța carosabil ă a unui
drum aflat în exploatare.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
98
3. DEGRAD ĂRI ALE STRUCTURILOR RUTIERE FLEXIBILE
Defecțiunile imbracamintlilor rutiere b ituminoase sunt grupate în func ție
de locul de apari ție, astfel:
a) Defecțiuni ale suprafe ței de rulare (D.S.R.):
Suprafața șlefuită: se prezint ă lucioasă, fără nici un fel de asperit ăți, de
culoare mai deschis ă.
Figura 2. Suprafa ța șlefuită
Suprafața exudata :
se caracterizeaz ă printr-un exces de bitum, are
culoarea neagr ă lucioasă, aderând la pneurile vehiculelor.
Figura 3. Suprafa ța exudata
Suprafața siroita :
apare în cazul tratamentelor bituminoase și se prezint ă
ca o suprafa ță vărgată, cu fâșii longitudinale de câ țiva centimetri l ățime pe care
nu există tratament bituminos, alternând cu suprafe țe pe care tratamentul se
prezintă bine.
Defecțiuni ale îmbrăcăminții structurii rutiere (D.I.S.R):
Pelada: este o defec țiune care const ă în desprinderea par țială a stratului
de uzură de pe stratul suport, sau dezlipirea unor suprafe țe mici din tratamentul
bituminos.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
99Valuiri și refulări: Suprafața vălurită sau ondulat ă se prezint ă cu
denivelări în profil longitudinal, sub forma unei table ondulate.
Figura 4. Valuriri
Suprafață poroasă:
prezintă în general o culoare mai deschis ă, după
ploaie aceasta r ămânând umed ă un timp mai îndelungat
.
Figura 5. Suprafa ța poroasă
Suprafața cu ciupituri :
prezintă o serie de gropi țe cu diametrul a 20 mm,
adâncimea lor putând atinge grosimea stratului de uzur ă. Ciupiturile pot s ă apară
izolate (2…3 pe m² ) sau grupate într-un num ăr mare pe m².
Figura 6. Suprafa ța cu ciupituri
Suprafața încrețită:
prezintă sub forma unor mici ridic ături alternând cu
șănțulețe, asemănătoare cu pielea de elefant.
Rupturi de margine: sunt defec țiuni care constau în ruperea și dislocarea
îmbrăcăminții la marginea p ărții carosabile.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
100
Figura 7. Rupturi de margine
c) Defecțiuni ale structurii rutiere (D.S.T.R.):
Fisuri și crăpături:
Fisurile constituie discontinuit ăți ale îmbr ăcăminților
bituminoase, pe diferite direc ții, cu deschideri sub 3 mm.
Figura 8. Fisuri și crăpături
Faianțări:
sunt defec țiuni care se prezint ă sub forma unei re țele de fisuri
longitudinale și transversale.
Figura 9. Faian țări
–
Făgașe longitudinale :
sunt denivel ări sub form ă de albie (l ățimea până la
1 m cu adâncimea variabil ă de la 1…2 cm pân ă la 10…15 cm) situate mai
evident spre marginea p ărții carosabile, în zona unde se concentreaz ă traficul
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
101greu, extinzându-se în prof il longitudinal pe distan țe variabile de pân ă la deci de
kilometrii.
Figura 10. F ăgașe longitudinale
Gropi :
sunt defec țiuni de forma și dimensiuni variabile care se formeaz ă
prin dislocarea complet ă a îmbrăcăminții bituminoase și uneori chiar a stratului
suport.
Figura 11. Gropi
d) Defecțiuni ale complexului rutier (D.C.R.):
Degradări provocate de înghe ț dezgheț:
sunt defec țiuni ale complexului
rutier datorate fenomenul ui de umflare neregulat ă provocat ă de înfiltrarea apei
în zona de înghe ț
Tasări locale : sunt defec țiuni care constau din deplasarea pe vertical ă a
structurii rutiere
Aceste suprafe țe degradate pot fi m ăsurate cu un sistem modern de
preluare a imaginilor, rezultatul m ăsurătorilor fiind desc ărcat într-o baz ă de date.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
102
4. UTILIZAREA GIS LA MANAG EMENTUL INFRASTRUCTURII
DRUMURILOR
Baza de date ob ținută din prelucrarea imaginilor video, pot fi utilizate
pentru determinarea st ării de viabilitate a unui drum . Aceasta este determinat ă
de parametrii cons tructivi, de urm ărirea programului de între ținere și respectiv
de planificarea programului de modern izare. Administratorul drumului are
sarcina de a urm ări variația în timp a st ării drumului și de a lua m ăsurile
necesare pentru între ținere, repara ții și modernizare.
Informațiile necesare a fi stocate pentru fiecare drum sunt definite ca
atribute localizate geografic și se refer ă la: tipul de îmbr ăcăminte asfaltic ă,
lățimea drumului și numărul de benzi de circula ție, și nu în ultimul rând
descrierea lucr ărilor curente de repara ții și investiții.
O mare parte din aceste informa ții sunt modificabile în timp atât ca pozi ție
sau localizare cât și ca atribute, prin urmare este nevoie de un sistem care s ă
permită întreținerea datelor prin actualiz ări în urma inspec țiilor pe teren.
Prin aceast ă lucrare se propune un sistem proiectat și dezvoltat în scopul
gestionării unitare, simple și eficiente a tuturor informa țiilor geografice și
atribute necesare procesului de ma nagement al infrastructurii unei re țele de
drumuri. Componentele de baz ă ale sistemului sunt: harta digital ă, baza de date
atribut, aplica țiile software specifice și sistemul de achizi ție video/ GPS a
datelor .
Harta digital ă. Sistemul se poate baza pe o hart ă digitală a zonei de
inares, construit ini țial prin vectorizarea manual ă a imaginilor scanate de pe
planșe cu scări cuprinse între scar ă 1:25.000 pân ă la scara 1:500, în sistem de
coordonate Stereo70. S-au digitizat urm ătoarele straturi, grupate dup ă țip:
– de tip poligon: limite administrative, ora șe, centre de comune, sate, lacuri;
– de tip text: denumiri ora șe, centre de comun ă , sate, denumiri râuri și
lacuri
– de tip linie: drumuri na ționale, drumuri jude țene, drumuri comunale, limit
județ, rețea hidrografic ă și linii de cale ferat ă.
Pentru pozi ționarea corect ă a obiectivelor atribut aferente fiec ărui drum s-
au definit straturi de tip punct cu reprezentare prin simboluri specifice: poduri,
podețe și indicatoare rutiere. Elementele acesto r straturi vor fi introduse în urma
culegerii datelor de pe teren în strânsa corela ție cu parcurgerea documenta țiilor
tehnice de ținute în arhiv ă de către administratorul drumurilor.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
103 Practic, întregul sistem este între ținut printr-un proces continuu de
corectare a h ărții bazat pe tehnologia proprie de achizi ție date prin m ăsurători
GPS și film video.
Baza de date. Straturile care au ata șate atribute sunt: drumurile jude țene,
drumurile comunale, drumurile de exploatare etc. Atribu tele acestor straturi pot
fi accesate direct din aplica ții specifice dar și din aplica ția principal ă de gestiune
a drumurilor. Astfel, un drum jude țean de exemplu, con ține pe lâng ă atributele
directe cum ar fi: nume le, traseul, lungimea și respectiv leg ături către tabelele cu
sectoare de drum, lucr ări de între ținere și investiții, etc. În plus pot fi ata șate și
imagini foto sau filme video.
Pentru stocarea datelor atât a celor grafice cât și a celor atribut s-a folosit
un server de baze de date MySQL. Structura tabelelor și tipul de rela ții de
legătură între atribute sunt prezentate în figur ă următoare. Pentru a simplifica
introducerea datelor în multe câmpuri s-au utilizat tipuri predefinite de date cum
ar fi enumer ările. De exemplu tipurile de îmbr ăcăminte a drumului sunt: asfalt,
îmbrăcăminte asfaltic ă ușoară, beton de ciment rutier, p ământ, pavaj și pietruire.
În cazul sistemului propus, scopul principal este ob ținerea unui raport de sintez ă
asupra unui drum care s ă includă toate informa țiile disponibile. De asemenea,
sunt deosebit de utile me canismele complexe de c ăutare a drumurilor dup ă
valorile unor atribute. Un exemplu în acest sens ar fi determinarea drumurilor
care trebuie reparate sa u respectiv modernizate. Elaborarea unui plan
anual de repara ții și întreținere în condi țiile unor bugete limitate este
rezultatul unor analize complexe care trebuie s ă țină seama de: caracteristicile
constructive, de relief și condițiile de clim ă locale, de frecven țele de trafic și
valorile traficului greu, de starea la momentul actual a îmbr ăcăminții drumului și
altele.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
104
Mai jos, se prezint ă o variant ă de structur ă de bază de date cu atribute
despre drumuri.
Figura 12. Structura unei baze de date
Sistemul de achizi ție date video/GPS. Pentru colectarea și întreținerea la
zi a informa țiilor descrise ca fiind importante în activitatea de management a
infrastructurii drumurilor s-a conceput și realizat un sistem de achizi ție combinat
video/GPS. Din punct de vedere a echip amentelor mobile este vorba de un
laptop la care se conecteaz ă un receptor GPS și una sau dou ă camere video. Se
parcurge drumul și se colecteaz ă concomitent informa țiile de localizare de la
GPS, coordonate WGS84 preluate conform standardului NMEA 0183 și
imaginea video filmat ă pe direcția de mers, respectiv pe rpendicular pe marginea
dreaptă a drumului.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
105
Figura 13. Sistem automat de înregistrare a suprafe ței carosabile
Din punct de vedere al softului s-au elaborat dou ă programe, primul de
achiziție efectiv ă, iar al doilea de prelucrare în laborator respectiv extragere de
informații plus imagini foto și conversie de coordonate.
Sincronizarea între pozi ția înregistrata de GPS și cadrul curent din film se
realizează cu ajutorul m ărcii de timp. Pentru fiecare pozi ție primită de la GPS se
va salva și imaginea curent ă din cadrul capturii video, pentru fiecare camer ă
video. Prelucrarea informa țiilor cu ajutorul programului de laborator presupune
parcurgerea filmului și identificarea obiectelor de in teres de-a lungul traseului.
Mijloacele prin care sunt izolate și salvate imaginile corespunz ătoare obiectelor
de interes sunt: reglarea vitezei de derulare a filmului, opriri stop cadru,
parcurgerea manual ă pas cu pas înainte și înapoi, salvarea imaginii dorite și a
poziției corespunz ătoare.
Figura 14. Sincronizare film-timp-pozitie
Pentru determinarea exact ă a poziției unui anumit cadru de film se
consideră o parcurgere cu vitez ă constantă între punctele înre gistrate cele mai
apropiate, iar prin rela ții de propor ționalitate se calculeaz
ă poziția corectă.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
106
Figura 15. Fereastra sistemului de prelucrare video/GPS
Obiectele astfel determinate sunt im portate ca obiecte noi în sistemul
propus în aceast ă lucrare, sau pot fi doar atribute și imagini cu caracter temporal
care descriu varia ții ale unui obiect existent.
Pe baza datelor achizi ționate de sistemul video și prelucrate de c ătre un
operator se pot identifica și cuantifica principalele tipuri de degrad ări și, pe baza
lor se pot calcula indicii de stare a unei structuri rutiere:
SUEI STEI IG ….. ⋅ = ( 1 )
în care : I.E.ST = indicel e de evaluare structural ă și reprezint ă cât din
suprafața mbrăcăminții nu este afectat ă de degrad ările structurale;
I.E.SU = indicel e de evaluare a suprafe ței și reprezint ă cât din suprafa ța
îmbr ăcăminții nu este afectat ă de degrad ările de suprafa ță
),( sup), ( deg sup
22
deg
mS atie iidecircul rafatabenzm S radata rafataIDr= (2)
S degr= D 1 + 0.7D 2 + 0.7 ·0.5D 3 +0.2D 4 +D 5 (m2) (3)
in care: D 1 = suprafa ța afectată de gropi și plombe;
D 2 = suprafa ța afectată de faianțari, fisuri și crăpături multiple pe
d i r e c ții diferite;
D 3 = suprafa ța afectată de fisuri și crăpături transversale și
longitudinale, rupturi de margine; D
4 = total suprafa ța poroasă , cu ciupituri, suprafa ță încrețită, suprafață
siroita, suprafa ță exudata;
D 5 = suprafa ța afectată de făgașe longitudinale
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
107Coeficien ții 0.7 și 0.2 țin cont de ponderea defec țiunii respective, iar
coeficientul 0.5 ține cont de l ățimea pe care este afectat ă suprafața îmbrăcăminții
de degrad ările tip D 3, pentru a fi exprimate în m2.
Astfel, cu ajutorul bazei de date interactive, alc ătuite în timp, se poate
monitoriza evolu ția parametrilor de stare ai structurii rutiere și se pot realiza
hărți tematice cu sectoarele omogene, func ție de indicii de degradare, astfel încât
administratorul drumului s ă poată lua decizii referitoare la lucr ările care se
impun a se realiza.
5. CONCLUZII
Sistemul prezentat este un sistem dedicat care r ăspunde scopului pentru
care a fost creat. Este un sistem minimal conform cerin țelor utilizatorilor. În
același timp poate s ă și constituie un model simp lu de aplicare eficient ă a
tehnologiei GIS într-un domeniu concret, bine delimitat din punct de vedere al
problemelor de rezolvat. O importan ță aparte o are caracterul de continuitate în
utilizarea sistemului. Pentru decizii cor ecte este nevoie de date actualizate.
Cu ajutorul tehnologiei GIS se poate îmbun ătăți managementul lucr ărilor
de întreținere și reparații la drumuri, avantajul acestei tehnologii fiind acela de a
fi personalizat pentru fiecare tip de administra ție, de la cele locale, de mici
dimensiuni la administra ții naționale, pe baza acelora și principii.
BIBLIOGRAFIE
[1] Normativ privind determinarea st ării tehnice a drumurilor modern CD 155- 2001
[2] Normativ pentru evaluarea st ării de degradare a îmbr ăcăminții bituminoase pentru
drumuri cu structuri rutiere suple și semirigide, indicativ AND 540- 2003
[3] A. C ĂLIN: “Contribu ții privind exploatarea imaginilor digitale în scopul culegerii de
date pentru sisteme de informa ții spațiale”, Lucrare de doctorat
[4] www.esri.com
[5] HUSSEIN MOHAMMED AHMED ELHADI “GIS, a tool for pavement
management”, Lucrare de doctorat
[6] KEERTHI.M.G :”Rural road network planning using GIS”, Lucrare de doctorat
[7] M. DICU: Note de curs
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
108
STUDIU DE CAZ PRIVIND
STRUCTURA AEROPORTUAR Ă
A AERODROMULUI STREJNIC
Modreanu Dorinel, Facultatea C ăi Ferate, Drumuri și Poduri, Sec ția Ingineria Infrastructurii
Transporturilor, Anul de studiu: II Master, e-mail: eurobbsro@yahoo.com
Îndrumător: Răcănel Carmen , Conferen țiar Doctor Inginer, Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri
și Poduri, e-mail: carmen@cfdp.utcb.ro
Rezumat
Suprafe țele aeroportuare pot avea structuri rutiere diferi te, structuri rigide cât și flexibile.
La structurile rutiere flexibil e criteriul de dimensionare este cel al presiunilor limit ă la
nivelul solului de fundare și are ca parametru de calcul Indicele Californian de Capacitate
Portantă CBR.
La structura rutier ă rigidă criteriul de dimensionare este cel al momentului de
încovoiere admisibil al dalei reprezentat de tensiunea admisibil ă de întindere din încovoiere
σtadm și are ca parametru de calcul modulul de reac ție corectat al p ământului K.
Scopul acestui articol este de a compara o structur ă rutieră flexibilă cu o structur ă
rutieră rigidă pentru construc ția unei piste (în cadrul aerodromu lui Strejnic), atât din punct de
vedere teoretic cât și economic.
Cuvinte cheie: aerodrom, structura rutier ă flexibilă, structur ă rutieră rigidă, CBR,
PCN, ACN
1. INTRODUCERE
Pentru suprafe țe aeroportuare se pot folosi sisteme rutiere de tipurile
cunoscute pentru drumuri:
¾ sisteme rutiere flexibile,
¾ sisteme rutiere rigide,
¾ sisteme rutiere semirigide,
¾ sisteme rutiere compozite.
Sistemele rutiere aeroportuare trebuie s ă îndeplineasc ă două categorii de
condiții și anume:
¾ Condiția de portan ță – care este în dependen ță de regimul
hidroclimatic;
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
109¾ Condiții funcționale – integritatea suprafe ței de rulare, suprafa țarea
și aderența pneu-cale.
În alegerea structurii rutiere aeroportuare trebuie ținut cont de urm ătorii
factori :
– traficul preconizat;
– tipul/ caracteristicile p ământului de fundare;
– condiții climatice;
– regimul hidrologic;
– resursele locale de materiale;
– posibilitatea/utilitatea execu ției etapizate;
– costul total: execu ție, întreținere;
– probleme tehnice ridicate de între ținere.
Avantajele structurilor rutiere flexibile aeroportuare sunt: o execu ție mai
ușoară comparativ cu cele rigide, absen ța rosturilor, o aderen ță mai bună,
reparațiile suprafe țelor sunt mai u șor de realizat.
Avantajele structurilor rutiere ri gide aeroportuare sunt: vizibilitate bun ă,
volum limitat de materiale, durat ă de serviciu mai mare.
Pentru dimensionarea structurilor rutiere rigide aeroportuare în România
există normativul NP 34-1999 „Normativ de proiectare pentru structurile rutiere
rigide aeroportuare”. De asemenea pentru acest tip de structur ă există
normativul NP 44-2000 care permite dete rminarea prin metoda ACN-PCN a
capacității portante a structurilor rigi de aeroportuare în vederea utiliz ării
acestora de c ătre avioane, în siguran ță.
Pentru structurile rutiere fl exibile aeroportuare nu exist ă normativ de
proiectare. Proiectarea se bazeaz ă pe aplicarea Metododei Franceze (SBA –
STBA: Service des Bases Ae riennes – Service Technique des Bases Aeriennes).
Normele române ști(SR 174) în vigoare nu con țin prevederi speciale referitoare la
mixturile asfaltice pentru aeroporturi, referire la acestea fiind f ăcute în standardul
european SR EN 13108-1.
La nivel na țional folosirea structurilor aeroportuare flexibile a fost redus ă.
În anul 2007 – 2008 s–a modernizat pista de pe Aeroportul Interna țional
Aurel Vlaicu. Modernizarea pistei a costat în ranforsarea structurii ini țiale din
beton de ciment cu straturi bituminoase în grosime de pân ă la 25 cm.
În anul 2007 s–a început moderni zarea aerodromului Strejnic, prin
construirea unei piste de deco lare–aterizare cu o structur ă flexibilă.
Structura rutier ă aeroportuar ă flexibilă a fost alc ătuită din straturi
bituminoase cu bitum modificat. Au fo st agrementate formule noi de mixturi
bituminoase aeroportuar e cu indicativele BAA.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
110 2. STRUCTURA AEROPORTUAR Ă A AERODROMULUI STREJNIC
S-au analizat solu ții de modernizare a infrastructurii existente a
aerodromului Strejnic prin compararea unei structuri rutiere rigide, cu o
structura rutier ă flexibilă pentru pist ă.
2.1. Descrierea func țională
Aerodromul Strejnic apar ține domeniului privat al statului din patrimoniul
Ministerului Transporturilor dat în administrare Școlii Superioare de Avia ție din
Ploiești, pentru activit ăți specifice de zbor la vedere pe timp de zi și dotările
corespunz ătoare activit ății sportive și de școală de piloți de aeronave cu și fără
motor.
2.1.1. Date generale
Amplasamentul se afl ă la cca. 1,5 km vest de municipiul Ploie ști, în zona
de luncă și terasă a râului Prahova, cu un relief cvasiplan.
Din punct de vedere climatic se men ționează că zona studiat ă aparține
sectorului cu clim ă de câmpie cu veri c ălduroase și precipita ții nu prea bogate
iar iernile reci cu viscole puternice dar și cu frecvente intervale de înc ălzire.
Adâncimea de înghe ț a terenului natural în zona cercetat ă este de 80 – 90
cm, conform STAS 6054-77.
Din punct de vedere geol ogic zona este constituit ă din depozite
sedimentare aluvionare, de vârst ă Cuaternar ă (Holocen), fiind formate la baz ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
111din pietri șuri, bolov ănișuri iar la partea superioar ă din nisipuri fine, argile și
prafuri.
Conform normativului P 100/1-2006 privind protec ția antiseismic ă,
perimetrul studiat, se înscrie în zona seismic ă B corespunzându-i în conformitate
cu STAS 11100-93 perioada de col ț Tc=1,5 sec și coef. Ks = 0,25.
În urma studiului geotehnic, s-au întâlnit urm ătoarele forma țiuni:
¾ sol vegetal cu grosimi cuprinse între 0,15 – 0,20 m de la suprafa ța
terenului;
¾ argilă prăfoasă, se întâlne ște imediat sub p ătura de sol vegetal, cu
grosimi cuprinse între 0,30 – 0,60 m, de culoare cafeniu închis la negricios, cu elemente de pietri ș mic pân ă la mare la partea
inferioară.
Este un p ământ de tipul P5, foarte sensibil la înghe ț, pământ cu o calitate
mediocră. Pentru modulul de reac ție al acestui teren se poate considera valoarea
K
0 = 25-30 MN/mc.
Indicele Californian de capacitate porta nta CBR are valoarea de CBR= 3.
Din datele furnizate de documenta țiile din zon ă a rezultat c ă apa subteran ă
se află la o adâncime mai mare de 10,00 m, ceea ce nu influen țează sistem rutier
al pistei.
2.1.2. Caracteristi cile principale
¾ pista de decolare – at erizare : 750 m x 30 m;
¾ cale de rulare : 142 m x 11 m;
¾ platforma de îmbarcare – debarcare : 110 m x 40 m
I.1.1 2.1.3. Solu ția constructiv ă
Suprafața de mișcare pavat ă pentru formarea și antrenarea pilo ților
avioanelor și elicopterelor compuse din pist ă, cale de rulare, platform ă parcare
avioane, aeronava de calcu l având litera de cod ”B”;
Situația proiectat ă este în varianta de culoar rotit cu 100 pe direcția 08-26
(260,710 – 80,710), lucru ce permite realizarea suprafe țelor minime de siguran ță
de cap de pist ă cerute de normele de avia ție civilă pentru piste ce deservesc
trafic de avia ție general ă în condițiile de apropiere la vedere.
Realizarea suprafe țelor de mi șcare se va face pentru un num ăr de
clasificare al aeronavelor ACN max. 10, considerând avionul de calcul ATR-42/
serie 200.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
112 Pista pavat ă are o lungime de 750 m, o l ățime de 30 m, fiind realizat ă în
configura ție cu buzunare de întoarcere de tip „cap ciocan” și structură rutieră de
tip flexibil.
Lungimea de 750 m a pistei permite realizarea suprafe țelor minime de
siguranță de cap de pist ă cerute de normele de avia ție civilă, codul 1B și
categoria de apropiere la vedere.
Calea de rulare va avea o lungime de 142 m, l ățime de 11 m și este tot cu
structură rutieră flexibilă având caracteristicile corespunz ătoare deservirii rul ării
aeronavelor cu litera de cod „B” .
Soluția constructiv ă pentru structurile rutiere pavate sunt :
A) pista și calea de rulare vor avea un sistem rutier aeroportuar de tip
flexibil, dimensionat pentru aerona ve cu litera de cod „B” având
numărul de clasificare ACN max = 10.
Sistemul rutier rezultat are urm ătoarea stratifica ție :
¾ 4 cm BAA 0/16 mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă cu bitum
modificat cu polimer cu agregate 0/16 mm pentru stratul de uzur ă;
¾ 6 cm BAA 0/25 mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă cu bitum
modificat cu polimer cu agregate 0/25 mm pentru stratul de binder;
¾ 12 cm balast stabilizat cu ciment;
¾ 30 cm funda ție de balast;
¾ 20 cm strat de forma îmbun ătățit.
Numărul de clasificare al structurii rutiere aeroportuare (pentru o durat ă
de viață corespunz ătoare – 36500 mi șcări echivalent aeronavei de calcul) este
PCN = 10 F/D/W/T.
La realizarea pistei, în pr ofil longitudinal panta maxim ă este de 0,45% (nu
trebuie să depășească 2%), iar în profil transver sal, are o valoare de 1,5%.
Calea de rulare va avea în profil longitudinal o pant ă de 0,4% (maxima nu
poate dep ăși 3%), iar în profil transversal are o pant ă de 1,5%.
În jurul pistei, a c ăii de rulare și a suprafe ței de trafic s-a realizat o band ă
înierbată de siguran ță cu o pant ă transversal ă de 3%, zon ă ce va avea rolul de a
proteja avioanele în cazul unor ev entuale accidente la aterizare.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
1132.2. DIMENSIONAREA STRUCTURI RUTIERE
2.2.1. Dimensionarea structurii rutiere flexibile
Dimensionarea sistemului rutier flexibil s-a f ăcut după Metoda franceza (SBA
– STBA: Service des Bases Aeriennes – Service Techni que des Bases Aeriennes).
Caracteristicile p ământului de fundare:
Conform studiului geotehnic Indicele Californian de Capacitate Portant ă
CBR are valoarea de CBR= 3.
Caracteristicile materialelor din alc ătuirea straturilor rutiere
¾ balast în grosime de 30 cm (coeficient echivalare 0,75);
¾ balast stabilizat cu ciment în grosime de 12 cm (coeficient
echivalare 1,50);
¾ îmbrăcăminte mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă (coeficient
echivalare 2,00).
Etape de calcul
a) Grosimea echivalent ă a straturilor de funda ție:
Hech = 30×0,75+12×1,5 =40,50 cm
b) Stabilirea valorilor înc ărcării reale pe aterizorul principal pentru
avionul de referin ța și anume ATR 42 seria 200 cu masa maxim ă de decolare de
M=16,72 t, procentul de reparti ție a înc ărcăturii pe aterizorul principal
Vs=46,20% și ACN = 9 conform (NP 044-2000). Înc ărcarea reala P este egal ă
cu încărcarea pe osia aterizorului principal al avionului și anume:
P = 16,720 x 0,462 = 7,73 t
c) Determinarea înc ărcării reale ponderate P’, prin efectuarea înc ărcării
reale P cu un coeficient c F pentru fiecare tip de suprafa ță aeroportuar ă (pentru
pistă cF =1):
P’ = c F x P =1 x 7,73 = 7,73 t
d) Transformarea înc ărcării reale ponderate P’’ pentru fiecare tip de
suprafață considerate cu un num ăr real de mi șcări N zilnice timp de zece ani în
încărcare normal ă de calcul P’’ pentru 10 mi șcări zilnice timp de zece ani :
P’’ = P’/c
c = 1,2 -0,2*logN
N = 10 c = 1
P’’ = 7,73 t
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
114 e) Determinarea grosimii echivalente a straturilor rutiere din diagrama
figura 1.
Figura 1. Diagrama de calcul pentru ateriz orul dual – sistem rutier flexibil
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
115Din diagram ă rezultă o grosime echivalent ă a straturilor rutiere de
Hechivf=60 cm.
Grosimea echivalent ă a straturilor de funda ție este H ech = 40,50 cm.
Se propune un sistem rutier din îmbr ăcăminte mixtur ă bituminoas ă
aeroportuar ă în grosime de totala de 10 cm (grosime echivalent ă de 20 cm ) cu
următoarea structur ă:
¾ 4 cm BAA 0/16 mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă cu bitum
modificat cu polimer cu agregate 0/16 mm pentru stratul de uzur ă;
¾ 6 cm BAA 0/25 mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă cu bitum
modificat cu polimer cu agregate 0/25 mm pentru stratul de binder.
f) Determinarea num ărului de clasificare al sistemului rutier nou
aeronautic PCN .
Elementele care caracterizeaz ă pista de decolare-ate rizare aeronave sunt :
¾ Indicele Californian de Capacita te Portanta CBR cu valoarea
CBR=3
¾ grosime echivalent ă a straturilor rutiere de H
echivf =60 cm
Din diagram ă figura 1 în func ție de parametrii de mai sus se determin ă
încărcarea pe roat ă simplă izolată RSI = 7,2 t.
Deoarece Indicele Californian de cap acitate portanta CBR are valoarea
CBR= 3 rezult ă încadrarea p ământului în categoria ’’D’’ a capacit ății portante a
pământului de fundare conform clasific ării ICAO.
Valoarea num ărului PCN se calculeaz ă cu relația :
PCN = RSI x H(CBR) /C F
Unde :
RSI =7,2 t.
H(CBR) =1,50 și reprezint ă coeficient determinat în func ție de
valoarea Indicele Californian de Capacitate Portant ă CBR cu valoarea
CBR= 3 și a categoriei de capacitate portant ă a pământului de fundare
„D” conform diagramei din figura 2.
CF = 1 și reprezint ă coeficientul de pondere al înc ărcării pentru pist ă
Rezultă :
PCN = 7,2 x 1,50 / 1 = 10,80 ≈ 11
Deci
PCN = 11 > PCN = 10 cerut
Avionul este admis f ără restricții.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
116 Figura 2. Coeficientul H(CBR) pentru calc ulul PCN pentru structuri rutiere
flexibile
Conform procedurii ICAO de informare asupra capacit ății portante a
structurii pistei, num ărul de clasificare al acesteia este :
PCN = 10/F/D/W/T în care:
10 =valoarea numeric ă a clasific ării
F = structura sistemului este flexibil ă
D = Indicele Californian de capac itate portanta CBR cu valoarea
CBR= 3
W = fără limitare a presiunii în pneuri
T = evaluare tehnic ă
2.2.2. Verificarea la ac țiunea înghe ț-dezghe țului a structurii rutiere
flexibile
Protecția contra înghe țului este asigurat ă dacă structura rutiera are o
grosime suficient ă pentru a suprima p ătrunderea înghe țului în materialele gelive
ale sistemului rutier și se exprim ă prin gradul de asigurare la p ătrunderea
înghețului (K) conform rela ției :
K = H e/Zcr
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
117Prin care :
He – grosimea echivalent ă a structurii rutiere
Zcr – adâncimea de p ătrundere a înghe țului în sistemul rutier
Zcr=Z+ΔZ
Z – adâncimea de înghe ț specifica zonei
ΔZ = H st – H e
Hst – grosimea sistemulu rutier
Structura rutier ă flexibilă nouă:
¾ 4 cm BAA 0/16 mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă cu bitum
modificat cu polimer cu agregate 0/16 mm pentru stratul de uzur ă;
¾ 6 cm BAA 0/25 mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă cu bitum
modificat cu polimer cu agregate 0/25 mm pentru stratul de
binder;
¾ 12 cm balast stabilizat cu ciment;
¾ 30 cm funda ție de balast.
He = 30 x 0,9 + 12 x 0,65 + 10 x 0,50 = 39,80 cm
ΔZ = 52 – 39,80 = 12,20 cm
Zcr= 80 + 12,20 = 92,20 cm
K= H e/ Zcr = 39,80 / 92,20 = 0,432 > K min = 0,35
Rezultă ca structura rutier ă flexibilă nouă se comporta bi ne din punct de
vedere al ac țiunii înghe ț-dezghețului.
2.2.3. Dimensionarea structurii rutiere rigide
Caracteristicile p ământului de fundare:
Conform studiului geotehnic modulul de reac ție al terenului natural
adiacent pistei de d ecolare-aterizare este K 0= 25 MN/m2.
Caracteristicile materialelor din alc ătuirea straturilor rutiere:
¾ balast în grosime de 30 cm (coeficient echivalare 0,75);
¾ balast stabilizat cu ciment în grosime de 12 cm (coeficient
echivalare 1,50);
¾ îmbrăcăminte din beton de ciment BcR 5,0.
Etape de calcul
a) Rezistența la întinderea din încovoiere la 28 zile pentru clasa betonului
BcR 5,0 conform SR183/1 este:
Rti28 = 5,0 MPa
b) Determinarea rezisten ței la întindere din încovoiere a betonului
la 90 zile R ti 90
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
118 Rti90 = 1,10 x R ti28 = 1,10 x 5,00 = 5,50 MPa
c) Coeficientul de siguran ța este C s = 2,60 deoarece nu se folosesc
dispozitive de transfer a înc ărcărilor la rosturi.
d) Determinarea tensiunii admisibile din încovoiere a betonului σtadm :
σtadm= R ti90/cs=5,50/2,60=2,12 MPa
e) Determinarea modului de reac ție corectat al p ământului, K în func ție de
modulul de reac ție al pământului K 0 = 25MN/m3 și grosimea echivalent ă a
straturilor funda ției.
Hech = 30 x 0,75+12 x 1,5 =40,50 cm
Din figura 3 rezult ă modul de reac ție la suprafa ța stratului de funda ție:
K = 55 MN/m3
Figura 3. Modul de reac ție la suprafa ța stratului de funda ție
f) Stabilirea valorilor înc ărcării reale pe aterizorul principal pentru avionul
de referin ța și anume ATR 42 seria 200 cu masa maxim ă de decolare de
M=16,72 t, procentul de reparti ție a înc ărcăturii pe aterizorul principal
Vs=46,20% și ACN = 9 conform (NP 044-2000). Înc ărcarea reala P este egal ă
cu încărcarea pe osia aterizorului principal al avionului și anume:
P = 16,720 x 0,462 = 7,73 t
g) Determinarea înc ărcării reale ponderate P’, prin efectuarea înc ărcării
reale P cu un coeficient c F pentru fiecare tip de suprafa ță aeroportuar ă (pentru
pistă cF =1):
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
119P’ = c F x P =1 x 7,73 = 7,73t
h) Transformarea înc ărcării reale ponderate P’’ pentru fiecare tip de
suprafață considerate cu un num ăr real de mi șcări N zilnice timp de zece ani în
încărcare normal ă de calcul P’’ pentru 10 mi șcări zilnice timp de zece ani :
P’’ = P’/c
c = 1,2 -0,2*logN N = 10 c = 1
P’’ = 7,73 t
i) Determinarea grosimii dalei din beton de ciment, H în func ție de:
K = 55 MN/m3, σtadm = 2,12 MPa și P =7,73 t
Din diagrama figura 4, rezult ă o grosime de dal ă din beton de ciment nou ă:
H =19 cm.
Figura 4. Diagrama de calcul pentru at erizor dual – sistem rutier rigid
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
120 j) Determinarea num ărului de clasificare al sistemului rutier nou
aeronautic PCN .
Elementele care caracterizeaz ă pista de decolare-ate rizare aeronave sunt :
¾ Modulul de reac ție al pământului K 0 = 25 MN/m3,
¾ Grosime dalei de ciment BCR5,0 este 19 cm,
¾ Tensiunea admisibil ă din încovoiere a betonului σtadm= 2,12 MPa.
Din diagrama aterizorului roat ă simplă figura 5, în func ție de parametrii
de mai sus se determin ă încărcarea pe roat ă simplă izolată RSI = 6,3 t.
Figura 5. Diagrama de calcul pentru aterizor roat ă simplă – sistem rutier rigid
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
121Deoarece modulul de reac ție al pământului de fundare K 0 =25 MN/m3
rezulta încadrarea p ământului în categoria ’’D’’ a capacit ății portante a
pământului de fundare conform clasific ării ICAO.
Valoarea num ărului PCN se calculeaz ă cu relația :
PCN = RSI x G(k) :C F
Unde :
RSI =6,3 t.
G(k) =1,67 și reprezint ă coeficient determinat în func ție de
valoarea modulului de reac ție al pământului de fundare K 0=25 MN/m3 și a
categoriei de capacitate portant ă a pământului de fundare „D” conform
diagramei din figura 6.
CF = 1,00 și reprezint ă coeficientul de pondere al înc ărcării pentru pista
Figura 6. Coeficientul G(K) pentru calculul PCN pentru structuri rutiere rigide
Rezultă :
PCN = 6,3 x 1,67 / 1,00 = 10,52 ≈ 11
Rezultă : PCN = 11 > PCN = 10 cerut
Avionul este admis f ără restricții.
Conform procedurii ICAO de informare asupra capacit ății portante a
structurii pistei, num ărul de clasificare al acesteia este :
PCN = 10/R/D/W/T
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
122 2.2.4. Verificarea la ac țiunea înghe ț-dezghe țului a structurii rutiere rigide
Structura rutier ă rigidă nouă
¾ 30 cm balast;
¾ 12 cm balast stabilizat cu ciment;
¾ 19 cm beton de ciment BcR 5,0
He = 30 x 0,9 + 12 x 0,65 + 19 x 0,45 = 43,35 cm
ΔZ = 61 – 43,35 = 17,65 cm
Zcr= 80 + 17,65 = 97,65 cm
K= H e/ Zcr = 43,35 / 97,65 = 0,444 > K min = 0,35
Rezultă că structura rutier ă rigidă nouă se comporta bine di n punct de vedere al
acțiunii înghe ț-dezghețului.
3. CONCLUZII
Dimensionarea sistemelor rutiere a fost f ăcută pentru avioanele ATR-
42/serie 200, conform prevederilor di n „Aerodrome Design Manual” part.3
„Pavement”, DOC. 9157 – AN/901, editat de I.C.A.O.
S-a respectat cerin țele reglement ărilor avia ției civile na ționale și
internaționale referitoare la dimensionarea suprafe țelor de mi șcare aeroportuare.
La structurile rutiere flexibile crite riul de dimensionare este cel al
presiunilor limit ă la nivelul solului de fundare și are ca parametru de calcul
Indicele Californian de Capacitate Portant ă CBR.
La structur ă rutieră rigidă criteriul de dimensionare este cel al momentului
de încovoiere admisibil al dalei re prezentat de tensiunea admisibil ă de întindere
din încovoiere și are ca parametru de calcul modulul de reac ție corectat al
pământului K.
În calculul de dimensionare s-a pornit de la o structur ă identică a straturilor
de fundație și s-a variat tipul îmbr ăcăminții rutiere, flexibil sau rigid.
Grosimile rezultate în urma dimension ării în cele dou ă cazuri, au verificat
cerințele impuse pentru num ărul de clasificare al structurii rutiere aeroportuare
PCN = 10 F/D/W/T și totodată acțiunea înghe ț-dezgheț asupra structurii rutiere.
În urma unui calcul economic pentru cele dou ă tipuri de structuri rutiere,
folosind pre țurile unitare pentru fiecare tip de structur ă :
Structură rutieră flexibilă
• BAA 0/16 mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă cu bitum modificat
cu polimer, 4 cm grosime, 42 lei/mp
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
123• BAA 0/25 mixtur ă bituminoas ă aeroportuar ă cu bitum modificat
cu polimer, 6 cm grosime, 53 lei/mp
• Structura rutier ă flexibilă, 10 cm grosime, 95 lei/mp
Structură rutieră rigidă
• Dală din beton BcR 5,0 de 19 cm grosime, 135 lei/mp
S-a constatat c ă structura rutier ă flexibilă este cu aproximativ 40% mai
ieftină decât structura rutier ă rigidă.
Având în vedere diferen țele de pre ț consider ăm că soluția folosirii
sistemului rutier flexibil, pentru înc ărcările avionului de calcul ATR 42 seria
200 a fost cea corect ă.
BIBLIOGRAFIE
¾ Zarojanu H., Bulgaru G. – Aeroporturi , Editura Societ ății Academice Matei Teiu Botez, Ia și,
2010
¾ xxx: Normativ pentru evaluarea capacit ății portante a structurilor rutiere rigide
aeroportuare, indicativ NP 044 – 2000
¾ xxx: Normativ de proiectare pentru structurile rutiere rigide aeroportuare, indicativ NP
034 – 1999 ;
¾ ICAO – „Aerodrome Design Manual” part.3 „Pavement”, DOC. 9157 – AN/901
¾ STBA – Instruction sur dimensionnement de s chaussees d`aerodromes et la
determination des charges admissibl es vol. I, Instruction technique , 1983
¾ STBA – Instruction sur dimensionnement de s chaussees d`aerodromes et la
determination des charges admissibles vol. II, Manuel pratique de dimensionnement ,
1983
¾ STBA – La methode ACN-PCN, guide pratique d`utilisation de la methode ACN-PCN , 1988
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
124
UTILIZAREA SISTEMELOR MANAGERIALE ÎN
ACTIVITATEA DE GESTIONARE LA DRUMURI
Naom Iulia , ing., Universitatea Tehnic ă de Construc ții Bucure ști, Facultatea de C ăi Ferate,
Drumuri și Poduri, e-mail: iulia.naom@yahoo.com
Dicu Mihai , Prof.dr.ing., Universitatea Tehnic ă de Construc ții Bucure ști, Facultatea de C ăi
Ferate, Drumuri și Poduri, e-mail: mdicu@cfdp.utcb.ro
Rezumat
Pentru în țelegerea conceptelor economice incluse în dezvoltarea modelului de analiz ă
HDM-4 este necesar ă introducerea unor no țiuni teoretice referitoare la conceptul de analiz ă
(evaluare) economic ă a proiectelor.
Scopul programului HDM-4 a fost l ărgit considerabil dincolo de evalu ările tradiționale ale
proiectelor, pentru a se ajunge la un sistem mai puternic, pentru analiza managementului și
alternativelor de investi ție pentru drumuri.
Studiul Interna țional asupra dezvolt ării și managementului drumur ilor (ISOHDM) a avut ca
scop extinderea modelului HDM-III, rezultând de aici modelul HDM-4.
Acest articol prezint ă sub form ă de imagini rezultatele ob ținute prin modelarea unui sector
de drum cu ajutorul soft-ului HDM-4.
Cuvinte cheie: model HDM-4, evaluare economic ă, managementul drumurilor,soft;
1. INTRODUCERE
Lucrarea este structurat ă in două părti : Sinteza documentar ă asupra
modului de lucru cu soft-ul HDM-4 și Studiul de caz : Analizarea solu ției
optime pentru drumul pietruit DJ 703B Șerbanești – Căteasca
Acesta sintez ă documentar ă prezintă analiza economic ă a unui proiect de
modernizare a unui drum pietruit existent la un drum cu îmbr ăcăminte
bituminoas ă. Drumul existent are 50km lungime și traverseaz ă o topografie
variată.
Se supun analizei trei sectoare, bazate pe geometrie, îmbr ăcămintea
exsitentă pe drumul analizat și volumele de trafic prezente pe acest drum. Datele
despre trafic și datele despre condi țiile acestui drum sunt bazate pe controalele
efectuate în trafic în anul 1998. Grosimea stratului de pietri ș în anul 1998 era de
150 mm (15cm).
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
125 Scopul acest studiu de caz este acela de a demonstra structura și
capabilitatea programului HDM-4 dar și măsurile de care este nevoie pentru a
întreprinde evaluarea proiectului.
Scopul acestei evaluari este acela de a scoate în eviden ță rezultatele
economice benefice ale investi ției care urmeaz ă să se facă în scopul
moderniz ării drumului. Fezabilitatea economic ă a acestui proiect este evaluat ă
prin compara ția acestui proiect cu un proiect standard.
Alternativele proiectului sunt :
Fără proiect Î adică menținerea drumului existent (cel acoperit cu pietri ș)
Cu proiect Î modernizarea drumului pietruit, prin aplicarea unei
îmbrăcăminți bitumionase, urmat ă de întreținerea îmbr ăcăminții bituminoase.
După ce se colecteaz ă datele necesare a fi intr oduse în acest soft, de c ătre un
utilizator, ele se verific ă, se definesc în program de taliile legate de proiectul
analizat apoi, se ruleaz ă analiza din care rezult ă mai multe rapoarte care mai
apoi se compar ă cu un proiect standard.
2. PAȘII STUDIULUI
Pentru a putea face o analiz ă economic ă a unor proiecte de drumuri, se vor
urma pașii de mai jos:
Colectarea datelor necesare: parametrii fizici și geometrici ai drumului
analizat, traficul, vehiculele care circul ă pe drumul respectiv, materialele ce intr ă
în componen ța drumului, tipul structurii rutiere, anul ultimei interven ții zona
climatică din care re țeaua de drumuri, în care este inclus și drumul analizat, face
parte și alti parametri.
Figura 1. Structura modelului de management al drumurilor HDM
Starea drumurilor Parametrii de analiz ă
Moedelul
HDM Impactul asupra
utilizatorilorDate despre drumuri
Costuri Date despre vehicule
Analiza economic ă Strategii
Alte opțiuni Ieșire
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
126 După ce se colecteaz ă aceste date, în timp ce vor fi declarate în program în
diferite sec țiuni – figurile 2, 3 și 4 se vor revizui (se va insista pe corectitudinea
datelor pentru ca analiza s ă nu dea erori).
Figura 2: Specificarea detaliilor Figura 3. Specific area strategiilor
proiect ului (între ținere sau modernizare)
Figura 4: Analiza proiectului Figura 5. Rularea analizei
După ce se declar ă aceste date și după ce sunt verificate la introducerea în
soft, se fac set ările pentru rulare (cu alte cuvinte ceea ce vrem s ă ne apară pe
rapoarte dup ă rulare), dup ă care se apasă butonul de rulare (Start) figurile 4 și 5
După rularea analizei vor rezulta ni ște rapoarte și niște rezultate grafice ,
care se compar ă cu cele rezultate pentru un proiect standard.
Modelul HDM-4 are un grad ma re de generalitate, în ceea ce prive ște
majoritatea parametrilor de intrare în model. Pentru a corespunde mai fidel
condițiilor locale de analiz ă, modelul trebuie ca librat în concordan ță cu
caracteristicile specifice fiec ărui model construit.
Prima etap ă în calibrarea modelului o reprezint ă apropierea de normativele în
vigoare, specifice țării din care teritoriul (drumul) studiat face parte, în cazul
lucrării de față, normativele române ști.
Studiul de caz va avea drept scop analiza tehnico – economic ă în vederea
planificării lucrărilor de între ținere curente și periodice și reparații bazate pe
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
127priorități, a drumurilor jude țene și a fondurilor disponibile dar și compararea
soluției moderniz ării cu solutia înter ținerii drumului DJ 703B Șerbanești –
Căteasca.
3. DATE UTILIZATE, P ARAMETRII INTRODU ȘI ÎN
PROGRAMUL HDM-4
După ce s-a definit re țeaua de drumuri din care acest drum face parte, cu
împărțirea pe cele trei sectoare, specificând pentru fiecare sector în parte,tipul
îmbrăcăminții, lungimea, l ățimea părții carosabile, num ărul de benzi, zona
climatică din care drumul face parte, clasa tehnic ă a drumului și media zilnic ă
anuală a traficului (traficul) și după ce s-a definit parcul auto cu toate vehiculele
care pot circula pe drumul respec tiv (atât transport motorizat cat și transport
nemotorizat) și după ce s-au alocat studiului și standardele de între ținere și de
îmbunătățire, dar și perioada de analiz ă de 13 ani, au fost urmate etapele
prezentate in figurile de mai jos – 6, 7, 8, 9, 10, 11 :
Figura 6: Definirea datelor ini țiale Figura 7. Împ ărțirea drumului în
sectoare
Figura 8: Introducerea flotei de Figura 9. Specificarea variantelor de
vehicule care pot circula pe între ținere sau de modernizaare
drum ul analizat pentru fiecare sector în parte
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
128
Figura 10: Set ările înaintea rul ării Figur a 11: Rapoartele generate
dup ă rulare
Atunci cand s-au introd us în program datele ini țiale, pentru construirea re țelei
suport s-a ținut cont de urm ătoarele:
Caracteristici u tilizate în evaluarea st ării tehnice:
– Planeitatea suprafe ței de rulare, exprimat ă prin valoarea indicelui
de planeitate, IRI (unitate de m ăsură pentru planeitatea drumului,
propusă ca standard de Banca Mondial ă);
– Rugozitatea suprafe ței îmbrăcăminții rutiere, exprimat ă prin
valorile IRI;
– Capacitatea portant ă a complexului rutier exprimat ă prin valoarea
deformației elastice caracteristice, dc20 ;
– Starea de degradare a stratului de pietri ș;
Politica de între ținere:
O politic ă de întreținere complet ă este compus ă din întreținere CURENT Ă și
întreținere PERIODIC Ă, lucrările fiind menite s ă aducă starea tehnic ă a
drumului la nivelul cerut de evolu ția traficului. Lucr ările pot fi programate în
timp sau pot fi condi ționate de starea drumului.
O politic ă de întreținere este compus ă din întreținere CURENT Ă și întreținere
PERIODIC Ă. Lucrările pot fi programate în timp, sau pot fi condi ționate de
starea drumului (ex. valori mari ale IRI).
ÎNTRETINEREA CURENT Ă constă din:
• Colmatări, fisuri și crăpături;
• Înlăturări, denivel ări locale și făgașe;
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
129
ÎNTRETINEREA PERIODIC Ă constă din:
• refacerea stratului de pietri ș degradat prin colmatarea cu p ămant din
patul căii;
În acest st udiu de caz, efectele lucr ărilor de modernizare asupra geometriei
drumului nu sunt impactante, deoarece nu au loc sunt schimb ări asupra lungimii
sau lățimii iar limita de vitez ă după modernizare este de 25km/h, fa ță de 10km/h
cât era înainte de modernizare.
În cazul prezentului studiu, aceast ă primă etapă se va face prin compara ția
indicatorilor, respectiv a valorilor im plicite incluse în modelul HDM-4 cu
normativele române ști în vigoare. Unde se va considera necesar, se vor calibra
prevederile române ști. De asemenea, dac ă se va considera c ă anumiți indicatori
impliciți sunt mai reprezentativi și mai sugestivi pentru proiectul de fa ță, se vor
păstra valorile acestora.
4. REZULTATE OB ȚINUTE
După ce s-au declarat datele in program și după ce s-a ap ăsat butonul de
rulare a analizei (Start), au fost genera te o serie de rapoarte, în ceea ce prive ște:
compararea costului solu ției de între ținere a drumului pietruit cu costul solu ției
moderniz ării drumului pietruit, compararea costului solu ției întreținerii periodice
cu cazul de baz ă (întreținere curent ă).
Rezultatele pot fi studiate mai atent cu ajutorul figurilor – fig.12, 13, 14, 15 –
de mai jos:
Figura 12: Rezultatul analizei Figura 13: Rezultatul analizei
economice: Între ținere vs. Cazul economice: Modernizare vs. Cazul
de baz ă de baz ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
130
Figura 14: Evolu ția traficului dup ă Figura 15:Indicele de rugozitate mediu
modernizarea drumului (IRI) pentru fieca re lucrare în parte (IRI av)
În figura 12 avem raportul cu rezultate le analizei economice prin
comparația soluției de între ținere periodic ă cu cazul de baz ă (întreținere
curentă), observăm cu ușurință cum pentru aceasta solu ție, valorile nete ale
beneficiilor economice sunt negative, compar ând cu valorile ne te ale beneficiilor
economice prezentate în figura 13 „ Rezultatul analizei economice: Modernizare
vs. Cazul de baz ă”, în care aceste valori nete ale beneficiilor economice sunt
pozitive, putem concluziona prin faptul c ă, modernizarea este mai fiabil ă din
punct de vedere economic, pentru drumul pietruit, decat între ținerea cu pietruire
prin cilindrare sau între ținerea curent ă (cazul de baz ă).
În figura 14 , distingem traficul vehiculelor motorizate dup ă modernizarea
drumului pietruit pe fiecare sect or de drum în parte. Observ ăm că primul an
după modernizare este 2012.
Traficul are o cre ștere după modernizare pân ă, inclusiv, în ultimul an al
analizei (2026).
În figura 15 , distingem graficul legat de indicele mediu de rugozitate ( IRI av )
și de asemenea putem observa cum acest i ndice este foarte mic, pentru lucrarea
de modernizare, în compara ție cu indicii pentru lucr ările de Între ținere periodic ă
și Cazul de baz ă (întreținere curent ă) a drumului existent.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
1315. CONCLUZII
Principiul de baz ă al analizei econom ice este compara ția costurilor generate
în cele doua cazuri:
– FĂRĂ PROIECT;
– CU PROIECT;
Diferen ța valorilor de cost pentru cele dou ă cazuri ofer ă valoarea beneficiilor
proiectului, care induc rentabilitatea economic ă a sa.
Etapele ana lizei economice sunt:
– Stabilirea perioadei de analiz ă a proiectului (împ ărțită pe perioada de
construcție și de exploatare a infrastruct urii noi sau modernizate);
– Determinarea costului de construc ție și a eșalonării temporale a acestuia;
– Stabilirea costurilor auxiliare generate de proiect (cos turi de exploatare, de
întreținere, sociale etc.), pentru situa țiile FĂRĂ și CU Proiect;
– estimarea costurilor de e xploatare, cu timpul, exoge ne etc. ale proiectului,
pentru ambele situa ții analizate;
În continuare sunt enumerate su ccint beneficiile socio-economice directe și
indirecte identificate pentru acest tip de proiect, încât sa se defineasc ă cât mai
complet impactul socio-economic al proiectului:
Ameliorarea infrastructurii de acces:
1. Reducerea costurilor de între ținere a infrastructurii – direct;
2. Reducerea uzurii autovehiculelor și reducerea timpilor de parcurs pentru
persoane – direct;
3. Reducerea costurilor determinate de accidente rutiere – indirect;
4. Reducerea costurilor lega te de mediul înconjur ător – direct;
5. Reducerea timpilor de parcurs a autovehiculelor – direct;
6. Creșterea nivelului de trai al populatiei rezidente în localit ățile învecinate
locației de proiect:
7. Asigurarea accesului la serviciile publice – salvare, pompieri, poli ție, etc
în perioada anotimpului rece – indirect
8. Crearea locurilor de munc ă temporare pe perioada de implementare a
proiectului – direct;
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
132 9. Crearea de locuri de munc ă permanente în pensiunile agro-turistice și în
obiectivele de atrac ție turistic ă din zonă – direct;
10. Creșterea num ărului de pensiuni agro-turistice capabile s ă ofere servicii
de calitate și referință și creșterea veniturilor – indirect;
11. Creșterea veniturilor bugetului local di n impozitul pe venit – indirect o
12. Creșterea volumului investi țiilor atrase – indirect.
Alte beneficii so cio-economice non-monetare:
Proiectul prin dezvoltarea tu rismului, va contribui la reducerea șomajului
local și la îmbun ătățirea calific ării personalului angajat în sistem
Creșterea valorii terenului și a imobilelor prin cre șterea atractivit ății
localităților învecinate loca ției proiectului.
1. Atragerea altor investi ții în proiecte de prezervare a obiectivelor turistice
ale zonei;
2. Economii din reducerea uzurii autovehiculelor și economii din reducerea
timpilor de parcurs pentru persoane;
3. Beneficii exogene, din intensificarea activit ăților de turism
Costurile economice:
Costurile considerate sunt cele de Investi ție, precum și cele incrementale
de Întreținere, Repara ții și Modernizare, pe durata de analiz ă a proiectului.
Au fost considerate pentru analiza economico-social ă doar o parte din
componentele monetare care au influen ța directă. Pentru determinarea acestor
beneficii s-a aplicat acela și concept de analiz ă incremental ă, respectiv se
estimează beneficiile în cazul diferen ței între cazul “cu proiect” și “fară proiect”.
Modelul de analiz ă financiar ă a proiectului va analiza cash-flow-ul
financiar generat de pr oiect, pe baza estim ărilor costurilor investi ționale, a
costurilor cu între ținerea, generate de implementa rea proiectului, evaluate pe
intreaga perioad ă de analiz ă, precum și a beneficiilor (veniturilor) financiare
generate (dac ă este cazul).
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
133
BIBLIOGRAFIE
[1]. HDM-4 Documentation –Appendix A1 “Upgrading a gravel road to a
bituminous pavement”
[2]. Programul HDM – pentru analiza completa a proiectului + Google
transalte
[3]. Ord. MT nr. 346 / 2000 – Nomenclatorul lucr ărilor
și serviciilor de între ținere și repara ții aferente
drumurilor publice
[4]. Normativ privind administrarea, exploatarea, între ținerea șirepararea
drumurilor publice-indic. AND 554-94
[5]. STAS 12253-84 Lucrari de drumuri, St raturi de forma, Conditii tehnice
generale de calitate
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
134
ESTIMAREA DEFORMA ȚIILOR PERMANENTE LA
MIXTURILE ASFALTICE STABILIZATE CU FIBRE
Neacșu Adriana , Căi Ferate, Drumuri și Poduri, Ingineria Infrastructurii Transporturilor,
Master an II , e-mail: adita_dumitrascu90@yahoo.com
Îndrumător: Răcănel Carmen , conf. dr. ing., Universitatea de Construc ții București , Catedra
de Drumuri și Căi Ferate, e-mail: carmen@cfdp.utcb.ro
Rezumat
După cum bine se știe, adăugarea fibrelor de celuloz ă în mixtura bituminoas ă în
procesul de preparare are ca obiectiv principal armarea și rigidizarea stratului bituminos,
conferindu-i acesteia urm ătoarele proprieta ți: creșterea rezisten țelor la deforma ții permanente
la temperaturi ridicate în timpul verii , al sporirii rezisten ței la fisurare și oboseală termică la
temperaturi sc ăzute în timpul iernii și pentru asigurarea siguran ței circula ției rutiere prin
sporirea semnificativ ă a rugozit ății suprafe ței de rulare. De asemenea fibrele ac ționează și ca
un stabilizator pentru bitum.
Scopul principal al studiului este estimarea deforma țiilor permanente la mixturile
asfaltice stabilizate cu fibre, tip MASF 16, prin determin ări de laborator a caracteristicilor
fizico-mecanice a mixturilor și anume modulul de rigiditate, rezisten ța la fluaj dinamic și
rezistența la ornieraj.
Astfel, concluziile ob ținute în urma comportamentului mixturii asfaltice la fluaj
dinamic și făgășuire (ornieraj) în conformitate cu normele europene sunt prezentate sub forma
unor grafice de influen ță.
Cuvinte cheie: mixtură asfaltică cu fibr ă, deformații permanente, fluaj dinamic,
ornieraj, tensiuni de forfecare octaedric ă
1.INTRODUCERE
Una din principalele degrad ări ce apar pe drumurile cu sisteme rutiere
flexibile o reprezint ă deformațiile permanente (figura 1), care se manifest ă sub
forma unor neregularit ăți în profil longitudinal și în special în profil transversal,
prin deforma ții sub urmele ro ților.
Deformațiile permanente sau ornierajul în structurile rutiere asfaltice sunt
rezultatul însum ării stării de deforma ție a straturilor componente:
deformația în interiorul stratului asfaltic;
deformația în straturile inferioare, de funda ție;
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
135
uzura suprafe ței datorat ă în primul rând pneurilor cu nituri și/sau
cauciucurilor cu lan țuri.
Deforma țiile permanente în materialul rutier se dezvolt ă treptat, cu
creșterea aplic ărilor încărcării și apar de obicei sub forma unei depresiuni
longitudinale în calea ro ții cu o mic ă rotunjire pe p ărți.
Figura 1. Deformatii permanente
Încă din anii ´80 ai secolului trecut a crescut interesul pentru reducerea
deformațiilor permanente, fiind determinat de urmatoarele cauze :
¾ creșterea num ărului de vehicule care c onduce la accelerarea producerii
deformațiilor permanente;
¾ creșterea treptat ă a încărcării permise pe osie și a presiunii de contact,
toate acestea conducând la o compactare excesiv ă și la o deforma ție rezultat ă din
forfecarea stratului de uzur ă sau chiar și a stratului suport;
¾ utilizarea mai frecvent ă
a aditivilor, care conduce la modificarea
penetrației bitumului c ătre valori ridicate;
¾ procedeul de compactare pe teren.
Primele me tode de proiectare a unor mixturi asfaltice utilizate au fost
MARSHALL, HVEEM, CBR , TRIAXIAL . Apoi a ap ărut prima metoda de
proiectare SHELL, care ține seama at ăt de deforma țiile permanente cât și de
oboseală, considerându-le doua mecanisme impor tante de degradare.Timp de 10
ani, cercetatorii au considerat c ă cea mai bun ă metodă pentru limitarea acestor
degradări o reprezint ă metoda de proiectare conven ționala a amestecului
SHELL , apoi s-au dezvoltat diverse metode de estimare a deforma țiilor
permanente, folosind încerc ări de laborator. Acestea folosesc proprieta țile
fundamentale ale materialului și consider ă în mod diferit efectele varia ției
încărcării și a condi țiilor mediului (umiditate, temperatur ă), atunci când se
determină deformațiile permanente.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
136 În producerea deforma țiilor permanente intervin trei mecanisme , care
conduc la neregularit ăți ale suprafe ței căii de rulare și în special la producerea
făgașelor.
Primul mecanism este rezultatul deforma țiilor individuale ale unuia sau
mai multor straturi (inclu siv stratul suport) ce sus țin straturile asfaltice, datorit ă
tensiunilor rezultate din înc ărcarea dat ă de autovehicule, tensiuni ce dep ășesc
rezistența materialului. Acesta este ornierajul de structura -figura 2.
Figura 2. Ornierajul de structur ă Figura 3. Ornierajul de fluaj
Al doilea mecanism este rezultatul deforma țiilor individuale ale straturilor
asfaltice datorate tens iunilor produse de înc ărcările date de trafic, tensiuni ce
depășesc rezisten ța materialului – ornierajul de fluaj (curgere), figura 3.
Al treilea mecanism este rezultatul uzurii îmbr ăcăminții datorată pneurilor
cu crampoane sau cu lan țuri, pe perioada de iarn ă – ornierajul de uzură.
FREEMAN și CARPENTER (1986), pentru a analiza deforma țiile
premature din straturile asfaltice dintr-o structur ă rutieră mixtă, au folosit teoria
tensiunii de forfecare octaedric ă. Ei au stabilit c ă tensiunea de forfecare
octaedrică din structura rutier ă poate indica cât de ap roape de rupere se g ăsește
mixtura asfaltic ă, atunci când este supus ă încărcării, rupere incipient ă care este
dată de raportul dintre tensiu nea de forfecare octaedric ă din structura rutiera și
tensiunea de forfecare octaedric ă de rupere din teorie, raport denumit și
potențialul de ornieraj .
Figura 6, ilustreaz ă deforma ția la fluaj a mixturii asfaltice. Când
încărcarea este aplicat ă , la t=t 0 , apare o deforma ție instantanee continând o
componentã elastic ă și o component ă plastică. În timpul perioadei de înc ărcare
apar deforma ții vâscoelastice și văscoplastice. Când înc ărcarea este îndep ărtată ,
la t 1, deforma ția elastică este complet recuperat ă. Pe perioada de revenire, este
recuperată deforma ția vâscoelastic ă. La sfar șitul acestei perioade, deforma ția
permanent ă constă din deforma ția plastic ă ireversibil ă și deforma ția
vâscoplastic ă.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
137
Figura 4 . Comportarea la fluaj a mixtur ilor asfaltice (Perl et.al.1983)
O altă formă generalizat ă folosită pentru a ilustra stadiile fluajului este
reprezentat ă în figura 7. Deforma ția la fluaj, pent ru un nivel dat de
tensiune(considerat constant în timpul încerc ării), este reprezentat ă în funcție de
timp și este împ ărțită în trei stadii :
deformația
specifică
timpul
Figura 5 . Stadiile fluajului (MITCHELL-1976)
Cele trei stadii ale fluajului sunt:
I- fluajul nest abilizat; II- fluajul stabilizat ; III- cedarea.
În primul stadiu ,viteza de deforma ție crește rapid cu cre șterea num ărului
de cicluri de înc ărcare, în al doilea stadiu, viteza de deforma ție este constant ă,
iar a treia regiune reprezint ă stadiul de rupere, în care deforma ția crește din nou
rapid cu cre șterea num ărului de aplic ări ale încărcării.
2. SCOPUL LUCRARII; MATERIALE FOLOSITE
Articolul de fa ță prezintă un studiu de laborator, efectuat pe o mixtur ă
asfaltică de tip MASF 16 stabilizat ă cu fibre de celuloz ă TOPCEL și constă în
determinarea a trei caracteristic i fundamentale ale mixturilor și anume : modulul
de rigiditate, fluajul dinamic și ornierajul, precum și raportul tensiunilor de
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
138 forfecare octaedric ă, un alt fenomen important la care sunt supuse structurile
rutiere ranforsate în exploatare , în scopul estimării deforma țiilor permanente.
Studiul a fost efectuat în cadrul Laboratorului de Drumuri al Faculta ții de
Căi Ferate, Drumuri și Poduri .
Material ele (agregate, filer, fibr ă și bitum) folosite la prepararea mixturii
asfaltice precum și proporția lor se reg ăsesc în re țeta expus ă în tabelul 1.
Tabelul 1- Rete ță mixtură asfaltică tip MASF 16
Cribluri Tip
mixtura
asfaltică
Sursa
tip
% 0-4 4-8 8-16Filer
% Tip
bitum
% Fibră din
mixtura
asfaltică
%
Sursa/tip Rev ărsarea Holcim OMV
25/55 PMB TOPCEL
MASF 16
% 45 25 13 11 5.7 0.3
3. CONDI ȚII IMPUSE PENTRU ÎNCERCARE
Pentru a estima deforma țiile permanente a mixturilor stabilizate cu fibr ă
s-au efectuat urm ătoarele încerc ări de laborator în condi ții diferite de încercare :
¾ Încercarea Marshall –cu ajutorul ciocanul Marshall au fost confec ționate
probe cilindrice cu diametrul de 100 mm și înălțimea de aproximativ 63.5 mm ,
la 75 de lovituri pe fiecare parte și încercate la presa Mars hall, în conformitate
cu SR EN 12697-34, la temperatura de 60°;
¾ Încercarea de Compresiune Ciclic ă Triaxial ă efectuat ă pe probe
cilindrice Marshall, cu echipamentul NU 14, în conformitate cu SR EN 12697-
25 metoda B: temperatura de încercare 50°, înc ărcare axial ă 300 kPa, presiune
de fretare 1 bar, frecven ța 1s/1s (tip bloc );
¾ Încercarea la ornieraj ,,model dispozitive mici – procedeul B în aer” -cu
ajutorul compactorului cu rulou , s-au confec ționat plăci cu dimensiunile de 30.5
x 30.5 x 5 cm, fiind încercate cu aparat ul de realizare a ornierajului din
laborator, conform SR EN 12697-22,la temperatura de 60°C;
¾ Încercarea Triaxial ă statică – cu ajutorul presei de 240 daN/cm2, s-au
confecționat epruvete cilindrice cu diametrul de Φ=7cm și înălțimea de h=14 cm
care au fost încercate conf orm STAS 338/2-87, la temperatura de 20°C, prin
realizarea unei presiuni laterale variabile σ3 (2 daN/cm2 respectiv 4daN/cm2), a
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
139unei încărcari verticale (σ1) care crește continuu, cu vitez ă constantă, până la
ruperea probei .
Pentru toate epruvetele confec ționate s-a folosit densitatea Marshall ca fiind
egală cu 2245 kg/m3 .
4. REZULTATE OB ȚINUTE
A. In urma Încercării Marshall la temperatura de 60°C, s-au ob ținut
rezultatele din tabelul 2.
Tabelul 2. Rezultatele testului Marshall
Valori conform SR EN 13108-1:2006
pentru MASF 16
Caracteristica
Valori
obținute
in
laborator
S min
Smax
Fluaj Raport
Marshall
Qmin
Stabilitatea Marshall,kN 13.76 S
min12,5 S max15,0 – –
Fluajul Marshall,mm 3.2 – – F 4 –
Coeficientul
Marshall, kN/mm 4.3 – – – Q min4
B. Testul Schellenberg pune în eviden ță coeziunea mixturii, posibilitatea
ca bitumul s ă nu curgă dintre agregate. Valoarea ob ținută în urma încerc ării de
laborator corespunde valorii de referin ță : p < 0,2% Bun ă, în acest caz mixtura
poate fi considerat ă în continuare ca subiect de studiu pentru alte determin ări.
C. În figura 6 sunt prezentate rezultatele ob ținute la fluaj dinamic în
funcție de nivelul de înc ărcare.
În figura 7 se poate observa varia ția modulului de fluaj (raportul dintre
încărcarea aplicat ă – efort vertical de compresiune și deforma ția rezultat ă) în
timpul încerc ării.
În urma analiz ării curbelor de fluaj în func ție de nivelul de înc ărcare se
pot determina diver și parametrii: viteza de fluaj, deforma țiile permanente și
modulul de fluaj calculate la 1000 și 10000 de cicluri, centr alizate în tabelele 3
,4 și 5.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
140
Figura 6 . Curba de fluaj func ție de nivelul de înc ărcare
.
Figura 7 .Curba modulului de fluaj func ție de nivelul de înc ărcare
Tabelul 3. Valorile vitezei de fluaj func ție de intervalul de calcul
Tip
mixtură Viteza
de fluaj
(panta)
(εn1- εn2)/
(n1-n2) Intervalul de
calcul
al pantei
(zona liniara a
curbei):
n2-n1 Viteza
de fluaj
(panta)
(εn1- εn2)/
(n1-n2) Intervalul
de calcul al
pantei
(zona
liniara a
curbei):
n2-n1
MASF 16 0.051 5000….10000
cicluri 0.322 1000…1800
cicluri MASF16-D
0100020003000400050006000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000
Numar de pulsatii aplicateDeformatia specifica axiala
(deformatia permanenta),micro
MASF16-D
MASF16-D
0200400600800100012001400
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000
Numar de pulsatii aplicateModulul de fluaj, kPa
MASF16-D
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
141
Tabelul 4.Valorile deforma ției permanante în func ție de metoda de calcul
Parametrii
ecuatiei
dreptei pe
stadiul II
liniar
metoda I
(εn=A 1+B1n)
Parametrii
ecuației
dreptei pe
stadiul II liniar
metoda II
(logεn=logA+Blogn)
Deforma ția
permanent ă
calculată
ε10000:
ε10000=A10000B
A1 B1
Viteza
de fluaj
fc=B
1
A B
Deforma ția
permanent ă
calculată
ε1000:
ε1000=A1000B
5129.1 0.0478 0.0478 3096.71 0.0643 4828 5599
Tabelul 5.Valorile modulului de fluaj
Caracteristica
determinat ă
Modulul de fluaj, E n=σ/εn, kPa
Număr de pulsuri 1000 1800 3600 5000 10000
Modul de fluaj,
MPa 649 614 576 561 536
D. Rezultatele ob ținute în laborator la Încercarea la f ăgășuire sunt
prezentate în tabelul 6, iar în fi gura 7 se poate observa adâncimea f ăgașului în
funcție de num ărul de treceri pentru cele dou ă plăci confecționate .
Tabelul 6. Rezultatele ob ținute la f ăgășuire
Valori obtinute conform
SR EN 13108-1/2005 Condiții tehnice
SR 174-1:2009
Proba Adâncimea
făgașului,
[%]
la 10000
cicluri
pentru
grosimea
de:50mm Viteza de
deformație
la ornieraj
[mm/10000
cicluri]
Adâncimea
făgașului,
[%]
PRD
AIR Viteza de
deformație
la ornieraj
[mm/10000
cicluri]
WTS AIR Adâncimea
făgașului,
% Viteza
de
deformație
la ornieraj
[m/10000
cicluri]
1 2.50 0.03 PRD AIR 3.0 WTS AIR 0.07
2 2.64 0.03 PRD AIR 3.0 WTS AIR 0.07
Media 2.57 0.03 PRD AIR 3.0 WTS AIR 0.07
Max.9
Max.1
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
142
Figura 7. Adâncimea f ăgașului, în mm func ție de num ărul de treceri
E. Rezultatele ob ținute în urma Încercării triaxiale statice sunt coeziunea
c=7.2298daN/cm2 și unghiul de frecare intern ă φ=47,3919 ș ,care au fost
determinate prin reprezentarea grafic ă (figura 8), a st ării de eforturi din celula
triaxial (σ3 impus și σ1 rezultat).
Figura 8. Reprezentarea cercurilor lui MOHR
Figura 9. Diagrama Asphalt Institute
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
143 Cunoscând caracter isticile intrinseci ale mixturii ( c și φ), a fost
determinat ă calitatea acestei mi xturi, utilizând Diagrama Asphalt Institute [2]
din figura 9, încadrându-se în zona D -,,mixturi corespunzatoare”.
F . Valoarea Modulului de rigiditate al mixturii supuse studiului în
laborator se reg ăsește în tabelului 7.
Tabelul 7. Valoarea modulului de rigiditate
Caracteristica
determinat ă Metoda de
încercare Valoare
obținută
în laborator Condiții
tehnice SR
174-1:2009
Modul de rigiditate la
15șC,
MPa, minim
SR EN 12697-26
5092
4500
G .
Valorile ob ținute pentru tensiunile de forfecare și tensiunile de
întindere manifestate în straturile asfaltice calculate cu programul de calcul
ALIZÉ se reg ăsesc în tabelul 8.
Tabelul 8 . Valorile tensiunii de forfecare și ale tensiunii de întindere
Pozitia(adancimea) de
măsurare,m Tensiunea de
forfecare la baza
îmbrăcăminții
asfaltice, τoct, rezist , MPa Tensiunea de
întindere la baza
straturilor asfaltice,
σr, MPa
Z=0 1.197 1,423
Z=0,04 0,1691 0,6692
H . Rezultatele Raportului Tensiunilor de Forfecare Octaedric ă- RTFO
este expus în tabelul 9, în func ție de caracteristicile intrinseci stabilite în
laborator.
Tabelul 9. Calculul tensiunilor octaedrale și a raportului RTFO
Mixtura Z,
m σ1,
MPa σ3,
MPa σoct,
MPa τoct
MPa φ ,
ș c,
MPa τoct, rez ,
MPa RTFO
0 1.423 1.197 1.2723 0.1065 1.78515 0.05968 MASF16
0.04 0.6692 0.1691 0.3358 0.2357
47.3919ș
0.72298 0.91979 0.25631
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
144 3. CONCLUZII
Principalele concluzii care se desprind di n studiile experimentale efectuate sunt:
din rezultatele ob ținute la încercarea Marshall se constat ă că mixtura
bituminoas ă analizată se încadreaz ă în condițiile tehnice de calitate prev ăzute de
SR 174/1-2009 .
Referitor la ,,Fluajul dinamic” se pot extrage ur matoarele concluzii:
la mixtura asfaltic ă studiată s-a constatat c ă, pentru cele 10000 de
cicluri la care au fost supuse, apar doar prime dou ă zone corespunz ătoare
stadiului de fluaj ceea ce constituie un indicator bun din p unct de vedere al
comportării la fluaj;
din punct de vedere al vitezei de fluaj , se poate observa c ă, pentru
zona liniar ă a curbei (intervalul 5000 și 10000 cicluri) viteza cre ște mai pu țin
sensibil cu cre șterea efortului vertical;
pe porțiunea dintre 1000 și 1800 de cicluri se constat ă o influen ța
puternică a efortului vertical care conduce la cre șterea vitezei de fluaj;
valoarea modulului de fluaj scade cu num ărul de pulsuri aplicate, cu
aproximativ 8.2% la 10000 de pulsuri fa ță de 1800 de pulsuri (prevazute de SR
174/2009);
funcție de metoda de aproximare aleas ă, se constat ă diferențe între
valorile vitezei de fluaj. Prima metod ă este mai simpl ă, dar are dezavantajul unei
slabe reprezent ări ale curbei de fluaj, deoare ce în realitate nu avem nicio
porțiune a curbei cu pant ă constant ă. Cea de-a dou ă metodă, deși pare mai
complexă, are avantajul c ă prin aceast ă reprezentare se poate observa mai u șor o
porțiune liniar ă a curbe (valoarea vitezei de flua j este mai mare în acest caz);
pentru mixtura stabilizat ă analizat ă se constat ă că deforma ția
permanent ă la1800 de pulsa ții este de aproximativ 9 ori mai mic ă (4883
microdef. fa ță de 30000 microdef.) conform limitelor impuse de standardul
românesc SR 174-1:2009.
Referitor la ,,Făgășuire” se pot extrage urmatoarele concluzii:
valoarea adâncimii f ăgașului crește cu num ărul de pulsuri aplicate;
în ceea ce prive ște testul de ornieraj, se poate spune c ă mixtura
bituminoas ă are o comportare bun ă atât din punct de vedere al adâncimii
făgașului cât și al vitezei de deforma ție, încadrându-se în limi tele stabilite de SR
174:1-2009.
Referitor la ,,Raportul tensiunilor de forfecare octaedric ă” se pot extrage
urmatoarele concluzii:
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
145
analizând raportul tensiun ilor de forfecare octaedric ă constatăm că nu
este depa șită rezistența materialului, prin urmare stratul asfaltic stabilizat se
comportă bine la forfecare (RTFO este subunitar);
tensiunile de forfecare octaedric ă furnizeaz ă informații despre gradul
de solicitare al îmbr ăcăminții asfaltice care în principal trebuie s ă preia solicit ări
tangențiale din frânare și accelerare a au tovehiculelor.
În c oncluzie, putem afirma c ă mixtura asfaltic ă stabilizat ă cu fibre tip
MASF16 studiat ă, îndeplinește cerințele pentru o bun ă comportare la deforma ții
permanente , fiind recomandat ă stratului de uzur ă a structurii rutiere, datorit ă
performan țelor enumerate mai sus.
BIBLIOGRAFIE
[1] E.DIACONU,C.RACANEL ,:”Încercarea triaxial ă statică –o posibilitate de a studia
comportarea mixturilor asfa ltice cu fibre de celuloz ă”,Simpozion cu participare
internationala”Tehnologies for composite ”,UTCB,Bucure ști, 2000.
[2] Jercan,S., Romanescu,C., și Dicu,M.,:” Construcția drumurilor. Încerc ări de
laborator ”,Institutul de Construc ții București (ICB), 1992
[3] Răcănel ,C.:“ Proiectarea modern ă a rețetei mixturii asfaltice ”, MATRIX ROM ,
București, 2004 , ISBN: 973-685-817-0.
[4] Răcănel ,C.,:“ Efectele din fluaj și oboseal ă asupra comport ării mixturilor
asfaltice”, Teză de doctorat,UTCB,martie 2002
[5] STAS 1338/1,2- 87:”Mixturi asfaltice și îmbrăcăminți bituminoase executate la
cald.Metode de determinare și încercare ”.
[6] SR 174:1- 2009 :,, Îmbrăcăminți bituminoase cilindrate executate la cald ”.
[7] SR EN 12697-22: 2008:” Mixturi asfaltice.Metode de încercarea pentru mixturi
asfaltice preparate la cald.Partea 22:Încercarea la ornieraj ”
[8] SR EN 12697-25: 2006 :”Mixturi asfaltice.Metode de încercarea pentru mixturi
asfaltice preparate la cald.Partea 25:Încercarea la compresiune ciclic ă”.
[9] SR EN 12697-30: 2008 , :”Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi
asfaltice preparate la cald. Partea 30: Confec ționarea epruvetelor cu compactorul cu
impact”
[10] SR EN 12697-34: 2004 , “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi
asfaltice preparate la cald. Partea 34: Încercarea Marshall”.
[11] SR EN 13108-1: 2006 :,,Bituminous mixtures -Material specifications -Part1: Asphalt
Concrete”
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
146
UTILIZAREA FIBRELOR DE POLIPROPILEN Ă ÎN
MIXTURILE ASFALTICE-
STUDIUL COMPORT ĂRII LA OBOSEAL Ă
Raducanu Rodica Cristina, Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și Poduri, Mast er Ingineria
Infrastructurii Transporturilor, anul II , e-mail: cristina.raducanu87@gmail.com
Îndrumător: Conf.dr.ing.Carmen R ăcănel, Conf. Dr. Ing. Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și
Poduri, e-mail: carmen@utcb.cfdp.ro
Rezumat
Studiul comport ării la oboseal ă a mixturilor asfaltice prezint ă o importan ță deosebită
atât pentru estimarea degrad ărilor ce pot ap ărea în timp în stratul asfaltic sub înc ărcările
exterioare (trafic, clim ă) cât și în considerarea legilor de oboseal ă în calculele de
dimensionare a structurilor rutiere flexibile și mixte.
Suprafața netedă care poate fi ob ținută folosind MASF ofer ă un confort ridicat în timp,
textura determin ă o rezisten ță sporită la derapaj cu un nivel relativ sc ăzut de zgomot.
Structura scheletului puternic ă dată de particulele mari asigur ă o comportare bun ă în privin ța
deformației permanente.
În acest articol se studiaz ă comportarea la oboseal ă a MASF16 cu fibre de
polipropilen ă și MASF16 cu fibre de celuloz ă. Pe MASF16 se realizeaz ă încercarea la
oboseală conform standardul na țional SR 174 pentru încercarea de întindere indirect, pe probe
cilindrice, iar conform standardului european adoptat și la noi în țara SR EN 13108:20 pentru
încercarea de încovoiere în patru puncte pe probe prismatice.
Rezultatele ob ținute in laborator sunt prezentate sub form ă de tabele și grafice, pe
mixtura asfaltic ă realizată cu bitum modificat cu polimeri, folosit ă in stratul de uzur ă al
structurii rutiere.
Cuvinte cheie:
mixtură asfaltică, fibre, polipropilen ă, celuloză, oboseală, IT-CY, 4PB-PR
1. INTRODUCERE
Mixturile asfaltice sunt materiale de construc ții realizate din amestecuri
obținute pe baza unor dozaje judicios st abilite, din agregate naturale sau
artificiale și filer, aglomerate cu bitu m printr-o tehnologie adecvat ă; mixturile
asfaltice au diferite întrebuin țări, dar sunt folosite mai ales pentru realizarea
îmbrăcăminților rutiere bituminoase și a straturilor de baz ă.
Mixtura asfaltic ă este deci, un material co mpozit, caracteristicile fiec ărui
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
147component in parte influentând r ăspunsul final al amestecului. Componenta
pentru stabilizare, fibra , poate fi fibr ă de celuloz ă, fibră de polipropilen ă, fibră
minerală. În acest studiu s-au folosit fibrele de polipropilen ă si fibrele de
celuloză conform fig.1 de mai jos.
Figura 1. Fibre de polipropilen ă și fibre de celuoz ă
Mixtura asfaltic ă stabilizat ă cu fibre este un amestec cu schelet pietros,
bogat în granule mari, ale c ărui goluri sunt umplute cu mortar (nisip, filer,
bitum) bogat în liant. Concep ția sa se bazeaz ă pe obținerea unei stabilit ăți și
durabilități mari. S-a dovedit c ă datorită durabilit ății sale deosebite și a
costurilor reduse de între ținere este cel mai economic tip de îmbr ăcăminte
asfaltică pe termen lung.
Acest nou material r ăspunde cel mai bine tendin țelor actuale ale structurilor
rutiere, fiind mult mai potrivit decât mixturile bituminoase clasice.
Aceste tipuri de îmbr ăcăminți bituminoase cilindrate, executate la cald,
realizate din mixturi asfaltice st abilizate cu fibre de celuloz ă, folosindu-se ca
strat de uzur ă la drumuri, aduc urm ătoarele avantaje:
– Îmbunătățirea caracteristicilor de suprafa țare prin sporirea rezisten ței la
alunecare si reducerea zgom otului în timpul rul ării;
– Imbunătățirea vizibilit ății pe timp de ploaie datorită reducerii efectului de
orbire prin reflexie prin dispersia mai bun ă a luminii primite;
– Evacuarea mai rapid ă a apelor prin drenarea acestora în p ărțile laterale
ale drumului și diminuarea fenomenului de acvaplanare;
– Sporirea durabilit ății îmbrăcăminților bituminoase prin cre șterea
rezistenței la oboseal ă și la îmb ătrânire si prin îmbun ătățirea
caracteristicilor de stabilitate;
– Sporirea stabilit ății la deforma ții permanente prin asigurarea unei
rezistențe sporite la producerea f ăgașelor;
– Reducerea costurilor de între ținere datorită reducerii duratei de
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
148 întrerupere temporar ă a circulației rutiere pentru efectuarea repara țiilor;
– Reducerea costurilor de între ținere datorită executării unor straturi de
grosimi mai redus e care implic ă operativitate și eficiență;
– Reducerea costur ilor de între ținere datoritc posibilitatea de reciclare a
materialelor pentru a fi utilizate în alte re țete de mixturi (beton asfaltic).
Mixtura asfaltic ă stabilizat ă cu fibre este folosit ă pe toate tipurile de
șosele, dar este foarte potrivit în special pentru trafic greu și pentru zone cu
condiții climatice severe. În aces t tip de amestec trebuie s ă se evite ca mortarul
să supraumple golurile scheletului piet ros. Filmul gros de bitum limiteaz ă
îmbătrânirea, influen țează favorabil leg ătura dintre granule, rezisten ța la
fisurare prin oboseal ă și rezistența la efecte climatice.
Oboseala
Este fenomen de rupere sub efort re petat sau fluctuant, având o valoare
maxima, în general ma i mica decât rezisten ța la întindere a materialului, este
interpretat ă ca un proces de cumulare treptat ă, urmat de propagarea fisurilor,
sub efectul încarcarilor repe tate. Fisurarea din oboseal ă apare din cauza
concentratorilor de efort dat de defect ele pre-existente în mixtura (procent de
goluri, calitatea liant ului bituminos).
Rezistența la oboseal ă este o caracteristic ă de rezisten ța a materialelor,
reflectând comportarea lor la solicitari ciclice.
Sub acțiunea solicitarilor ciclice, mate rialele se rup la valori mult
inferioare limitei de rupere la solicit ări statice (constante în timp). Aceast ă
constatare este valabil ă pentru toat ă gama de solicit ări ciclice, indiferent de
gradul de asimetrie al ciclului.
Rezistența la oboseal ă este diferit ă in func ție de tipul ciclului de
solicitare, se studiaz ă cu precădere comportarea sub ciclul alternant simetric la
încovoiere deoarece se ob țin valorile minime ale rezisten ței la oboseal ă.
Rezistența la oboseal ă se determin ă experimental, prin construirea
curbelor de oboseal ă.
Fenomenul de oboseal ă, în cazul mixturilor asfaltice, se pune în eviden ță
în urma unui num ăr de cicluri aplicat e de un milion, în conformitate cu
literatura de specialitate.
Durata de via ță la oboseal ă la testul sub deforma ție controlat ă este de 10
ori mai mare decât durata de via ța la oboseal ă la testul sub efort controlat, la
același nivel de deforma ție.
În general, criteriul de oboseal ă pentru straturile as faltice este bazat pe
deformația admisă, funcție de num ărul de repet ări ale încărcării și de modulul
mixturii asfaltice.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
149
2. ÎNCERC ĂRI DE LABORATOR FOLOSITE
Încercările disponibile în laborator se refer ă fie la aplicarea unei defoma ții
constante în timp și determinarea r ăspunsului în tensiuni, tensiunea descrescând
cu numărul de aplic ări ale încărcării, fie la aplicarea unei tensiuni constante în
timp și înregistrarea r ăspunsului în deforma ții, deforma ția crescând cu num ărul
de aplicări ale încărcării.
În conformitate cu sta ndardul european SR EN 12697-24, se realizeaz ă
încercări pe mixturi asfaltice din îmbr ăcămintea rutier ă, folosind încercarea de
întindere indirect ă IT-CY (anexa E), pe probe c ilindrice, pentru care se aplic ă o
valoare constant ă a tensiunii în timpul încerc ării (figura 1).
O probă de încercat sub form ă cilindric ă trebuie expus ă la încărcări
repetate de compresiune cu un semnal de înc ărcare al func ției haversine printr-
un plan vertical diametral. Aceast ă încărcare dezvolt ă o tensiune la încovoiere
relativ uniform ă, perpendicular ă pe direc ția încărcării aplicate și în lungul
planului vertical diametral, care provoac ă ruperea probei prin despicarea în
lungul părții centrale a diametrului vertical.
Trebuie m ăsurată deforma ția orizontal ă rezultată a probei și pentru a
calcula deforma ția la întindere în centrul probei se folose ște un coeficient al lui
Poisson asumat. Timpul pân ă la rupere trebuie determinat ca num ărul total al
aplicațiilor încărcării înainte de a interveni ruperea probei.
Figura 2. Încercarea de întindere indirect ă pe probe cilindrice
Tot în acela și standard european SR EN 12697-24 se realizeaz ă încercări
pe mixturi asfaltice folosind încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR
(anexa D), pe probe prismatice c ărora li se aplic ă o tensiune σ și rezultă o
deformație ε (figura 3).
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
150 forta
timptimpdeplasare
defazaj
Figura 3. Încercarea de încovoiere în pa tru puncte pe probe prismatice
În cazul încerc ării la încovoiere în patru punc te, pe probe zvelte sub form ă
dreptunghiular ă (grinzi prismatice), fixate cu bridele interioare și exterioare
amplasate simetric, grinda prismatic ă trebuie supus ă unei încovoieri periodice în
patru puncte, cu rota ție și translație liberă la toate punctele de reac ție și
încărcare. Încovoierea trebuie realizat ă prin înc ărcarea celor dou ă puncte
interioare de înc ărcare (bride interioare), în direc ție vertical ă perpendicular pe
axa longitudinal ă a grinzii. Aceast ă configura ție de încărcare trebuie s ă creeze
un moment constant și de aici, o deforma ție constant ă, între dou ă bride
interioare. Înc ărcarea aplicat ă trebuie s ă fie sinusoidal ă. În timpul încerc ării,
încărcarea necesar ă pentru încovoierea probei, deflexiunea și defazajul între
aceste dou ă semnale, trebuie m ăsurată funcție de timp. Caracteristicile la
oboseală ale materialului încercat trebuie s ă se determine prin aceste m ăsurări.
Diferitele încerc ări ale elementelor se efectueaz ă într-o atmosfer ă
ventilată, cu temperatur ă controlat ă, pentru o frecven ță dată fo a aplica țiilor
încărcării sinusoidale.
Condi țiile în care s-au încercat probele sunt detaliate în tabelul 1.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
151Tabelul 1. Condiții de încercare ale probelor
CONDIȚII
TIP MASF INCERC ĂRI TEMPERA-
TURA
[oC] σ/ε
(MPa) TIP
PROBE FRCVEN ȚA
SAU TIMPUL
DE
INCĂRCARE
Încercarea la
întindere
indirectă IT-
CY 15 σ1 =200
σ2 =250
σ3 =300 cilindrice 30 Hz
MASF 16 cu
fibre de
polipropilen ă Încercarea la
încovoiere în
patru puncte
4PB-PR 30 ε1 =200
ε2 =250
ε3 =300 prismatice 124 ms
MASF 16 cu
fibre de
celuloză Încercarea la
încovoiere în
patru puncte
4PB-PR 30 ε1 =200
ε2 =250
ε3 =300 prismatice 124 ms
3. MATERIALE UTILIZATE, RE ȚETE, PROBE
În cadrul Laboratorului de Drumuri din cadrul U.T.C.B. s-au încercat o
serie de probe cilindrice și prismatice realizate din mixtur ă asfaltică stabilizat ă
cu fibre MASF16 (fibre de celuloz ă și polipropilen ă), a cărei rețetă s-a proiectat
în același laborator.
Materialele utilizate au fost cribluri și nisip de concasaj de Turcoaia, filer
de Holcim și bitum modificat OMV 25/55-65 PMB STAR FALT. Re țeta este
prezentată în tabelul 2.
Tabelul 2. Rețeta mixturii asfaltice MASF16
Criblură
8/16 (%) Criblură
4/8 (%) Nisip de
concasaj
0/4 (%) Filer
(%) Fibră
(%) Bitum
(%)
45 25 13 11 0,3 5,7
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
152 Curba granulometrica pentru MASF 16
0,0010,0020,0030,0040,0050,0060,0070,0080,0090,00100,00
123456789 1 0
Dimensiunea ochiurilor sitei [mm]Treceri [%]
mi n MASF 16 max
Figura 4. Curba granulometric ă a MASF-ului
Probele supuse încerc ărilor conform punctului 2 de mai sus, au fost
compactate în laborator în func ție de tipul testului (figura 5). Astfel, pentru
încercarea de întindere indirect ă, IT-CY probele cilindrice cu φ=100 mm au fost
compactate cu ajutor ul ciocanului Marshall. Probe le utilizate pentru încercarea
de încovoiere în patru pu ncte, 4PB-PR au fost t ăiate la dimensiuni L=405 mm,
l=50 mm, h=50 mm din pl ăci compactate în laborator cu compactorul cu rulou.
Figura 5. Probe cilindrice și prismatice utilizate la determinarea încec ării
la oboseal ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
153
4. REZULTATE OB ȚINUTE
Pentru a ob ține drepte de oboseal ă pe mixtura asfaltic ă stabilizata cu fibre
de polipropilen ă si fibre de celuloz ă s-au considerat urm ătoarele condi ții de
încercare:
¾ pentru încercarea de întindere indirect ă IT-CY:
– nivelul tensiunii aplicate: între 200 și 300 MPa;
– temperatura de încercare: 15oC,
¾ pentru încercarea de încovoi ere în patru puncte 4PB-PR:
– nivelul deforma ției aplicate: între 200 și 300 με;
– temperatura de încercare: 30oC.
În figura 6 este prezentat ă curba de oboseal ă obținută la IT-CY pentru
mixtura asfaltic ă studiată iar în figura 7 este prezentat ă drepta de oboseal ă
obținută la 4PB-PR pentru aceea și mixtură asfaltică.
Figura 6. Curba de oboseal ă pentru mixtura asfaltic ă MASF16 cu fibre de
polipropilen ă obținute din încercarea de întindere indirect ă, IT-CY
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
154
Figura 7. Curba de oboseal ă pentru mixtura asfaltic ă MASF16 cu fibre de
celuloză si fibre de polipropilen ă obținute din încercarea la încovoiere în patru
puncte, 4 PB-PR
Curba de oboseal ă pentru încercarea de întindere indirect ă, IT-CY are
următoarea ecua ție:
lg(Nf) = k + n x lg( εo)
unde:
Nf este num ărul de aplica ții ale încărcării;
k, n sunt constante de material;
εo este deforma ția la încovoiere în με la centrul probei.
În tabelul 3 sunt prezentate constantele de material, precum și estimarea
deformației inițiale pentru criteriul rupe rii ales la care se a șteaptă o durată de
viață la oboseal ă de 106 cicluri pentru setul dat de condi ții de încercare ( ε6).
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
155Tabelul 3. Caracteristicile curbei de oboseal ă si estimarea ε6 pentru încercarea
IT-CY
Tipul mixturii si
Temeratura k n
sau panta p
a curbei de
oboseală Coeficientul
de corelare al
regresiei R2 ε6, με
MASF 16 cu
fibre de
polipropilen ă,
15oC 21.05 -8.019 0.954 75.30
Tabelul 4. Rezultate pentru înce rcarea IT-CY, pentru σ = 250MPa,
conform stadardului românesc SR 174
Tipul de
mixtura Deformatia
verticala la
oboseală (mm) la
15oC si 3600
impulsuri Rezistenta
la oboseal ă
la 15oC Deformatia initiala la
incovoiere in centrul
probei εo, με
MASF16 cu
fibre din
polipropilen ă 1.0 245000 95
Curba de oboseal ǎ pentru încercarea de încovoiere în patru puncte, 4PB-
PR are urm ǎtoarea ecua ție:
εln ln1 0A A N + =
unde N este durata de via țǎ pentru criteriul de rupere ales (num ǎrul de cicluri);
ε – amplitudinea deforma ției inițiale măsurată la cel de-al 100-lea ciclu al
încărcării, με;
A 0 si A 1 – constante de material.
În tabelul 5 sunt prezentate constantele de material, precum și estimarea
deformației inițiale pentru criteriul rupe rii ales la care se a șteaptă o durată de
viață la oboseal ă de 106 cicluri pentru setul dat de condi ții de încercare ( ε6).
In figura 8 este prezentata rezistenta la oboseal ă in cazul MASF16 cu
polipropilen ă și MASF 16 cu celuloz ă pentru încercarea la încovoiere în patru
puncte pe probe prismatice (4 PB-PR) la temperature de 30oC.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
156
Tabelul 5. Caracteristicile curbei de oboseal ă si estimarea ε6 pentru încercarea
4PB-PR, 30oC
Tipul de mixtura A 0 A1 sau panta
p a curbei de
obosealǎ Coeficientul
de corelare al
regresiei R2 ε6, με
MASF 16 cu fibre de
polipropilen ă 83.22 -12.76 0.966 230.26
MASF 16 cu fibre de
celuloză 75.11 -11.29 0.993 227.75
Figura 8. Rezistenta la oboseal ă pentru MASF16 cu polipropilen ă și MASF 16
cu celuloz ă pentru încercarea 4PB-PR, 30oC
MASF16 cu fibre de polipropilen ă cu o durat ă de viata la oboseal ă de 106
cicluri au rezultat urmatoar ele deformatii (figura 9):
– pentru încercarea de întindere indi recta IT-CY, deformatia estimat ă este ε6
= 75.26
– pentru încercarea de încovoiere in patru puncte 4 PB -PR, deformatia
estimată este de ε6 = 230.26
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
15775.3230.26
050100150200250
♦6
IT‐CY 4 PB‐PR
Figura 9. Rezistența la oboseal ă pentru încercarea IT-CY, 15oC și încercarea 4
PB-PR, 30oC
5. CONCLUZII
Comportarea la oboseal ǎ a mixturilor asfaltice se poate ob ține din mai
multe tipuri de încerc ări (IT-CY, 4PB-PR), pe probe cilindrice sau prismatice,
din încărcări cu efort constant sau deforma ție constant ă.
Aceasta se studiaz ǎ în mod diferit dup ǎ standardul românesc SR 174 și
dupǎ standardul european SR EN 13108-20. În timp ce standa rul românesc SR
174 prevede îndeplinirea condi ției de valoare a deforma ției verticale maxime la
15oC și 3600 impulsuri ob ținutǎ prin încercarea de întindere indirect ǎ IT-CY,
standardul european de caracterizar e a mixturii asfaltice SR EN 13108-1
prevede stabilirea rezisten ței la oboseal ǎ prin categoria ε6 obținutǎ prin
încercarea de încovoiere în dou ă puncte pe probe trapez oidale sau prismatice
2PB – TZ, 2PB – PR sau prin încercarea de încovoiere în patru puncte pe probe
prismatice 4PB-PR.
Din studiile efectuate în laborator pentru rezisten ța la oboseal ă a mixturii
asfaltice stabilizate cu fibre de polipropilen ă, la încercarea de întindere indirect ă
pe probe cilindrice (IT-CY), conform standardul române sc SR 174 pentru σ =
250MPa, deformatia verticala la oboseala la 15oC si 3600 impulsuri este de
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
158 1.0mm. În consecin ță rezultă că valoarea deforma ției vericale se încadreaz ă
cerințelor SR 174.
Pentru rezisten ța la oboseal ă a mixturii asfaltice prin încercarea la
încovoiere în patru puncte pe probe prismatice (4PB-PR) la temperature de 30oC
au rezultat urmatoarele deforma ții specifice; 230.26 με pentru MASF16 cu
polipropilen ă și 227.75 με pentru MASF 16 cu celuloz ă.
In cea ce priveste studiul comport ării la oboseal ă dupa norma european ă
se poate spune ca mixtura asfaltic ă MASF16 cu fibre de polipropilen ă si cea cu
fibre de celuloza prezinta o categorie a mixturii ε6-260. Aceast ă clasificare a
mixturii asfaltice nu se poate realiza dup ă standardul românesc.
Rezistenta la oboseala, definita prin ε6, rezultata pentru MASF16 cu fibre
de polipropilena este de 3 ori mai ma re pentru incercare a 4PB-PR fata de
incercarea IT-CY.
Punctul de intersectie dintre dreapta de oboseal ă a MASF16 cu fibre din
polipropilen ă si dreapta de oboseal ă a MASF16 cu fibre din celuloz ă, pentru
încercarea la încovoiere în patru puncte, 4PB-PR este la N = 380800 si ε = 248.
Înainte de a se realiza punctul de intersec ție a celor dou ă drepte de
oboseală, valoarea deforma ție la încovoiere pentru un numar mic de cicluri este
mai mare pentru MASF16 cu fibre de polipropilen ă, iar dup ă punctul de
intersecție valoarea deforma ției la încovoiere pentru un num ăr mare de cicluri
este mai mare pentru MA SF16 cu fibre de celuloz ă.
Se recomand ǎ adoptarea și în standarul na țional SR174 a încerc ǎrii de
încovoiere în patru puncte 4PB-PR pentru caracterizarea comport ǎrii la oboseal ǎ
a mixturilor asfaltice având în vedere standardele europene și necesitatea de a
defini categoria mixturii asfaltice pentru rezisten ța la oboseal ǎ.
BIBLIOGRAFIE
[1]. Construc ția drumurilor-Încerc ări de laborator-Stan Jercan, Constantin
Romanescu, Mihai Dicu
[2]. Curs Anul II Master- Materi ale compozite pentru stratu ri rutiere-Conf.dr.ing.
Carmen R ăcănel
[3]. Curs Drumuri III- Mixturi asfa ltice-Prof.dr.ing. Elena Diaconu
[4]. Reologia lian ților bitumino și și a mixturilor asfaltice- Constantin Romanescu și
Carmen R ăcănel
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
159[5]. Proiectarea modern ă a rețetei mixturii asfaltice- Conf.dr.ing. Carmen R ăcănel
[6]. SR EN 12697-24-Metode de încercare pen tru mixturi asfalt ice preparate la
cald-Partea 24: Oboseala
[7]. SR 174-2002 – Îmbr ăcăminți bituminoase cilindrate executate la cald. Partea
1: Condiții tehnice pentru mixturi asfaltice
[8]. SR EN 13108/1-2006 – Mixturi asfaltice . Specificatii pentru material. Partea1:
Betoane asfaltice
[9]. SR EN 13108/20-2006 – Mixt uri asfaltice . Specificatii pentru material.
Procedura pentru incercarea de tip.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
160
GEOMETRIA C ĂII LA VITEZE MARI
COMPARA ȚIE ÎNTRE DIFERITELE
MODELE DE CURBE PROGRESIVE
Sâia Valerian Lucian , facultatea de C ăi Ferate Drumuri și Poduri, sec ția Ingineria
Infrastructurii Transporturilor, anul II Master, e-mail: lucian.saia@yahoo.com
Îndrumător: Postoac ă Stelian , Conf. Univ. Dr. Ing. Facultatea de C ăi Ferate Drumuri și Poduri,
U.T.C.B, e-mail: postoaca@cfdp.utcb.ro
Rezumat
Ținând seama de faptul c ă linia de cale ferat ă este aceea care asigur ă ghidarea
materialului rulant, geometri a acesteia este determinant ă în asigurarea condi țiilor de siguran ță
și confort impuse.
Vitezele sporite (120-200 Km/h) și mari (peste 200 Km/h) impun studiul geometriei
liniei de cale ferat ă ca fiind o linie în spa țiu. O aten ție sporită a fost acordat ă curbelor de
racordare deoarece curbele circulare și aliniamentele nu prezint ă probleme deosebite din
punct de vedere al priorit ății, construc ției și întreținerii.
Sunt prezentate câteva alternative pentru alegerea curbelor de racordare: parabola de
gradul III, parabola de gradul IV, sinusoida și cosinusoida.
Ținând seama de volumul mic al lucr ării, în cele mai multe cazu ri sunt prezentate doar
soluțiile finale ale problemelor.
Cuvinte cheie:viteza mare, curba progresiva, confort, parabola cubic ă, sinusoida,
cosinusoida
ANALIZA COMPARATIV Ă A RACORD ĂRILOR STUDIATE
Condițiile referitoare la elemen tele geometrice, mecanice și constructive
ale curbelor de racordare conduc la un num ăr foarte mare de curbe, unele mai
simple respectând un numar mai mic de condi ții, altele mai complexe respectânt
mai multe condi ții. Folosirea uneia sau a lteia depinde de importan ța liniei, de
pretențiile de confort, de felul liniei și mai ales de viteza de circula ție adoptat ă.
Majoritatea administra țiilor feroviare au adoptat parabola cubic ă din
cauza simplit ății în construc ție și întreținere. Linia șocului (C’) prezint ă salturi
în punctele AR și RC iar accelera ția de ridicare (kC’’) es te teoretic infinit ă în
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
161aceste puncte. Ultimele dou ă dezavantaje fac ca parabola cubic ă să fie
recomandat ă numai pentru viteze relativ mici.
În realitate, la rampa supraîn ălțării, în punctele AR și RC apar racord ări
naturale (c ărora francezii le spun “doucine”). As tfel salturile în punctele AR și
RC sunt estompate, la acestea contribuind și cedarea elastic ă a căii și a arcurilor
vehiculelor. Apari ția supraîn ălțării se face astfel treptat, linia șocului are o
valoare continu ă, accelera țiile de ridicare devîn acceptabile, condi țiile de confort
sporesc, iar parabola cubic ă este acceptat ă până la viteze maxime de 120 km/h.
Pentru viteze sporite (120 – 200 km/h) unii cercet ători recomand ă
utilizarea parabolei de gradul 4, având varia ția curburii de gradul 2. Atât
supraînălțarea (h) cât și curbura au forma a dou ă parabole de gra dul 2 cap la cap,
având tangenta comun ă în punctul de inflexiune (la jumatatea rampei), unde
viteza de ridicare are un maxim, iar în diagrama accelera țiilor verticale apare un
salt pronun țat de la valori pozitiv e la valori negative.
Condi țiile:
– ordonatele curbei de racordare trebuie s ă varieze continuu și monoton
de la y AR=0 la y RC=yL pe lungimea L;
– în punctul AR racordarea trebuie s ă aibă tangenta comun ă cu
aliniamentul, iar în punctul RC r acordarea va avea tangenta comun ă
cu arcul de cerc;
– supraînălțarea se introduce pe lungimea curbei de racordare și este
proporțională cu valoarea accelera ției normale, adic ă proporțională cu
valoarea curburii. Rezult ă că supraînălțarea h și curbura 1/ρ au
aceleași legi de varia ție;
– în cazul liniilor cu vitez ă sporită de circula ție se impune ca șina de pe
firul exterior în punctele AR și RC să aibă tangenta comun ă cu firul de
șină nesupraîn ălțat (punctul AR) și supraînălțat (punctul RC) sunt
îndeplinite iar m ărimea deplas ării laterale m a arcului de cerc central
este doar jum ătate din cea corespunz ătoare parabolei cubice.
Confortul asigurat este mult sporit. Parabola de gradul 4 se poate
folosi pân ă la viteze de 200 km/h.
Se poate trage concluzia c ă pentru analiza comparativ ă a diferitelor tipuri
de racord ări trebuie utiliza ți parametri ce influen țează mișcarea vehiculului pe
linia de cale ferat ă.
Cel mai important parametru (în sp ecial în cazul vitezelor sporite și mari)
caracterizeaz ă variația accelera ției normale respectiv viteza de ridicare a ro ții de
pe firul exterior al racord ării și se noteaz ă cu
(vectorul
) .
Vectorul depinde de varia ția curburii și de torsionarea c ăii.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
162
1. Determinarea vectorului
Mișcarea unui vehicul poate fi caracterizat ă prîn ecua ția mișcarii.
Poziția punctului material în mi șcare este dat ă de vectorul
=r(t), care este
funcție de timp.
În funcție de pozi ția punctului material în mi șcare (
) se determin ă
parametrii care caracterizeaz ă cinematica punctului material:
– vectorul viteză (
) [m/s];
– vectorul accelerație (
) [m/s2];
– vectorul de ordinul 3 (
) [m/s3].
1.1 Vectorul vitez ă
Vectorul vitez ă este derivata de ordinul I în raport cu timpul a vectorului
poziție. Direcția vectorului vitez ă coincide cu direc ția tangentei la curba în
spațiu în dreptul punctului material, adic ă direcția vectorului (
) coincide cu
direcția momentan ă de deplasare a punctului material.
Figura 1. Vectorul pozi ție (
) și vectorul vitez ă (
)
Valoarea absolut ă a vectorului vitez ă este :
( 1 )
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
163
1.2 Vectorul accelera ție
Vectorul accelera ție
este derivata de ordinul I a vectorului vitez ă în
raport cu timpul și derivata de ordinul II a vectorului pozi ție în raport cu
timpul
Figura 2. Determinarea vectorului accelera ție.
Valoarea absolut ă a vectorului accelera ție este:
( 2 )
1.3 Vectorul
Vectorul
determin ă geometria liniilor cu vitez ă sporită dar reprezint ă și
cauza și masura unor efecte fiziologice. Se masoar ă în [m/s3]. Vectorul
caracterizeaz ă foarte bine varia ția accelera ției.
Valoarea vectorului
este:
(3)
unde:
–
– este viteza [m/s];
–
– accelerația tangential ă [m/s2];
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
164 –
– curbura [m‐1];
–
– torsiunea căii [m‐1];
–
– derivata curburii în raport cu timpul [m‐1.s‐1]
Sunt de men ționat urmatoarele dou ă particularit ăți ale vectorului
:
– în cazul mișcării punctului material cu viteza constrant ă sau cu
accelerație constantă, vectorul
are direcția spre centrul de curbură;
– în cazul mișcării punctului material pe o linie în aliniament, cu viteză
constantă sau accelerație constantă, vectorul
este nul.
Valoarea absolut ă a vectorului
este:
( 4 )
În tabelul 1, sunt prezentate valor ile maxime cele mai frecvente ale
accelerației transversale necompensate (
) stabilite atât experimental cât și
teoretic, utilizabile în calcule.
Tabelul 1
Variația curburii
[m/s2]
Variația continu ă (de ex. curba cu racord ări) 0.65
Variație discontinu ă (de ex. curba circular ă fără racordări) 0.35
Tabelul 2 prezint ă câteva valori maxime ale vectorului
stabilite teoretic și experimental și aplicate în calcule în mai multe administra ții
de cale ferat ă.
Tabelul 2
Variația curburii
[m/s3]
variază continuu, f ără frânturi 0.5
Diagrama
prezintă frânturi 0.4
Diagrama
prezintă salturi 0.3
Curba circular ă fără racordări 0.2
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
1652. Vectorul
Pentru liniile de mare vitez ă este necesar calculul vectorului
care este
derivata în raport cu timpul a vectorului
.
( 5 )
Mărimea absolut ă a vectorului
este:
( 6 )
3. Caracteristici ale mișcării materialului rulant
Cel mai important pa rametru care determin ă calitatea mi șcării
materialului rulant este vectorul
. În stabilirea vectorului
și a mărimii
absolute a acestuia apar dou ă caracteristici deosebit de importante:
– variația curburii;
– torsionarea căii.
3.1 Variația curburii
Parametrul fundamental al geomet riei liniei ferate este curbura
.
Variația curburii în lungul liniei se apreciaz ă prin func țiile:
•
(viteza cu care variază curbura)
•
(accelerația variației curburii)
Aceste dou ă funcții sunt analizate în continuare pentru cele patru tipuri de
racordări studiate (parabola cubic ă, parabola de gradul 4, sinusoida și
cosinusoida).
• În cazul parabolei cubice:
[m-2] ( 7 )
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
166
( 8 )
• În cazul parabolei de gradul 4, în prima parte a racordării (0≤ l1 ≤
L/2) se obține:
[m-2] ( 9 )
[m-3]
(10)
Pentru a doua jum ătate a parabolei de gradul 4 ( L/2 ≤ l2 ≤ L)rezultă:
[m-2]
(11)
[ m-3] ( 1 2 )
Valorile maxime ale acestor dou ă funcții sunt în punctul
:
[m-2] ( 1 3 )
[m-3] ( 1 4 )
• Variația curburii unei racordări sinusoidale este:
[m-2] , ( 1 5 )
iar valoarea maxim ă este în punctul
[m-2] ; ( 1 6 )
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
167
[m-3] , ( 1 7 )
iar valorile maxime se gasesc în punctele
și
[m-3] ( 1 8 )
• În cazul unei racordări cosinusoidale rezultă:
[m-2] , ( 1 9 )
iar valoarea maxima este în punctul
[m-2] ( 2 0 )
[m-3] , ( 2 1 )
iar valorile maxime se gasesc în punctele
și
[m-3]
(22)
În urm ătoarea figur ă sunt prezentate func țiile
pentru
tipurile de racord ări studiate.
Din figura 3 rezult ă avantajele racord ării cosinusoidale fa ță de celelalte
tipuri de racord ări dacă se compar ă, de exemplu, varia ția și valorile maxime ale
funcțiilor
.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
168
PARABOLE DE
GRADURL 3
PARABOLE DE
GRADUL 4 SINUSOIDE
COSINUSOIDE
Figura3. Funcțiile
pentru diferite tipuri de racord ări
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
169
4. APRECIEREA COMPARATIV Ă A RACORD ĂRILOR STUDIATE
Din cele prezentate la punctele anterioare rezult ă că pentru geometria
liniilor de cale ferat ă (pentru vitez ă sporită și viteză mare) determinant este
vectorul
(caracteristica de ordinul 3 a mi șcării). Mărimea absolut ă a vectorului
|) este determinat ă la randul ei de cur bura liniei de cale ferat ă respectiv de
variația curburii. În ap recierea comparativ ă prezentat ă în continuare se are în
vedere și situația reală a unor linii de cale ferat ă respectiv posibilit ățile de
reconstruc ție ale racord ărilor parabolice existente (parabole de gradul 3) în
vederea sporirii vitezei maxi me pe liniile existente.
Tabelul 3
Racordare Caracteristica
geometric ă Parabola de
gradul 3 Parabola de
gradul 4 Sinusoida Cosinusoida
[m-2] Funcție de
salturi
[m-3] Teoretic
infinit
Deplasarea m a arcului
de cerc central
[m]
Ordonata final ă (yRC)
[m]
Unghiul format de tangenta final ă cu
tangenta în AR( φ
RC)
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
170 Sporul de lungime fat ă
de parabola de gradul 3, în cazul p ăstrării
poziției arcului de cerc
central [%] – 41 60 33
Riparea maxim ă față de
parabola de gradul 3, în cazul păstrării poziției
arcului de cerc central
(m nemodificat) – 0.025 m 0.024 m 0.017 m
Din datele prezentate în tabelul anterior rezult ă următoarele aprecieri:
– racordarea cosinusoidal ă este cea mai avantajoas ă din punct de vedere al
variației curburii (
); valoarea maxim ă a funcției
pentru racordarea
sinusoidal ă și parabola de gradul 4 este cu 27.3% mai mare ca în cazul
racordării cosinusoidale, iar la pa rabola de gradul 3 aceast ă funcție
prezinta salturi în AR și RC;
– valoarea maxim ă a derivatei de ordinul 2 a curburii (
este cea
mai mică pentru racordarile cosinusoidale; fat ă de aceasta, valoarea
maximă în cazul racord ării sinusoidale este cu 27.3%mai mare, în cazul
parabolei de gradul 4 es te cu 62.1% mai mare, iar în cazul parabolei de
gradul 3, în punctele AR și RC, valorile sunt teoretic infinite;
– pentru o lungime (L) dat ă racordarii, cea mai mare deplasare (m) a arcului
de cerc central apare în cazul racord ării cu parabola de gradul 3; fa ță de
aceasta, în cazul racordarii cosinusoidale, deplasarea m este cu 43.2% mai
mică, în cazul parabolei de gradul 4 cu 50% mai mic ă, iar în cazul
racordării sinusoidale, cu 60.8% mai mic ă;
– din punct de vedere al ordonatei finale (y RC), față de cea corespunz ătoarea
parabolei de gradul 3, racordarea cosinusoidal ă are ordonata final ă cu
10.6% mai mic ă, parabola de gradul 4 cu 12.4%, iar sinusoida cu 15.4%
mai mică; rezultă și în acest caz avantajele racord ării cosinusoidale în
cazul sporirii vitezei maxime pe liniile axistente;
– o problem ă deosebit de important ă este găsirea unei racord ări care să
asigure sporirea vitezei maxime pe lâng ă o lungime minim ă a racordării
raportată la lungimea parabolei de gradul 3, p ăstrând pozi ția arcului de
cerc central; din acest punct de vedere iar ăși racordarea cosinusoidal ă este
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
171cea mai avantajoas ă deoarece prezint ă un spor de lungime de 33%, fa ță de
parabola de gradul 4 (41%) și sinusoida (60%).
– riparea maxim ă față de parabola de gra dul 3 este de 0.017 m în cazul
cosinusoidei, 0.024 m în cazul sinusoidei și 0.025 m în cazul parabolei de
gradul 4 (unde m este deplasarea arcului de cerc central); rezult ă iarăși
avantajele racord ărilor cosinusoidale;
• Din cele prezentate rezult ă următoarele concluzii importante:
– în cazul realiz ării unor linii ferate pentru v iteze sporite sau viteze mari
precum și în cazul modific ării geometriei liniilor în plan în vederea
sporirii vitezei maxime, s unt mai avantajoase racord ările cosinusoidale,
sinusoidale respectiv parabola de gr adul 4, din punct de vedere al
confortului asigurat;
– cele mai multe avantaje le are racordarea cosinusoidal ă;
– în cazul sporirii vitezei maxime pe liniile existente, cele mai multe
avantaje le are înlocuirea parabolei de gradul 3 cu cosinusoida deoarece,
în cazul p ăstrării poziției arcului de cerc central ( m nemodificat), duce la
cel mai mic volum de lucr ări , deci la costuri minime;
– în cazul vitezelor mai mici de 120 km/h se recomand ă păstrarea
racordărilor cu parabola de gradul 3 datorit ă simplității acestora din punct
de vedere al construc ției și întreținerii liniei.
5. Informații suplimentare pentru proiectarea c ăii legate de forma și
lungimea elementelor acesteia
Printre alte caracteristici ale proiect ării căii, toate schimb ările impuse
traiectoriei vehiculului în plan lateral s unt importante pentru a furniza un confort
crescut la rulare. În aceste situa ții, vehiculul este supus varia țiilor bruște ale
supraînălțării și ale gradientului curburii (derivatele de ordin doi). R ăspunsul
dinamic la aceste tipuri de excita ții depinde de modelul susp ensiei. În orice caz o
caracteristic ă comună este că acest răspuns dureaz ă câteva secunde înainte ca
efectul să fie eliminat dup ă ce a străbătut un elemant al c ăii (curba circular ă sau
aliniament).
În continuare este prezentat un tabel ce rezum ă proprietățile următoarelor
curbe progresive, comparate cu parabola cubic ă convențională:
– Curba BLOSS
– Curba Cosinusoidal ă
– Curba SCHRAMM
– Curba KLEIN
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
172 Tabel ce rezum ă proprietățile diferitelor modele de curbe progresive, comparate
cu parabola cubic ă convențională și cu clotoida.
Valori maxime ale cu rbelor de racordare
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
173BIBLIOGRAFIE
[1]. STAS ENV 13803 – 1 Noiembrie 2002 – Aplicabilitate pentru calea ferat ă –
Parametrii de proiectare ai geometriei c ăii – Ecartament 1435 mm sau mai mare.
Partea 1 : Linie curent ă;
[2]. ALEXANDRU HERMAN, CEAZAR IVANA: Elemente geometrice ale c ăii ferate.
Timișoara – Editura Mirton, 1999
[3]. NORMATIV indicativ NP109-04 din 15 februarie 2005 privind proiectarea liniilor și
stațiilor de cale ferat ă pentru viteze pân ă la 200 km/h
[4]. CONSTANTIN RADU: Parabola cubic ă îmbunătățită – Universitatea Tehnic ă de
Construcții
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
174
CONSTRUIREA DREP TEI DE OBOSEAL Ă A MIXTURILOR
ASFALTICE DE TIP “WARM MIX”, FOLOSIND
ÎNCERCAREA LA ÎNCOVOIERE ÎN PATRU PUNCTE
Autor: Tudor Mihaela , Universitatea Tehnic ă de Construc ții Bucure ști, Facultatea de C ăi
Ferate, Drumuri și Poduri, Master Ingineria Infrastructurii Transporturilor, an II, e-mail:
tudormihaella@yahoo.com
Îndrumător: Răcănel Carmen , conf . dr. ing., Universitatea Tehnic ă de Construc ții Bucure ști,
Facultatea de C ăi Ferate, Drumuri și Poduri, e-mail: carmen@cfdp.utcb.ro
Rezumat
Studiul comport ării la oboseal ă a mixturilor asfaltice prezint ă o importan ță deosebită
pentru estimarea degrad ărilor ce pot ap ărea în timp în stratul asfaltic sub înc ărcările
exterioare: trafic, clim ă.
Utilizarea tehnologiei “WMA” în proiectele de lucr ări de drumuri a crescut
considerabil în ultimii ani datorit ă beneficiilor semnificative economice și de mediu.
Deoarece aceasta este o tehnologie relativ nou ă, există încă necesitatea de a determina dac ă
comportamentul mecanic și performan țele acestor amestecuri sunt similare sau mai bune
decât mixturile asfaltice conven ționale utilizate în prezent în asfaltarea drumurilor.
În această lucrare este prezentat experimentul efectuat la Universitatea Tehnic ă din
București pe un amestec de mixtur ă asfaltică cu sau f ără aditivul organic Rediset.
Comportamentul amestecurilor se investigheaz ă prin efectuarea testelor în conformitate cu
normele europene, cum ar fi stabilit atea Marshall, rigiditatea, deforma ția permanent ă și durata
de viață la oboseal ă.
Conform standardului european adoptat și la noi în țară SR EN 13108:20 pentru
determinarea rezisten ței la oboseal ă a mixturilor asfaltice vom utiliza și încercarea de
încovoiere în patru punc te pe probe prismatice.
Cuvinte cheie: “WMA”, stabilitatea Mars hall, rigiditate, rezisten ța la oboseal ă, aditiv
Rediset, încovoiere în patru puncte.
1. INTRODUCERE
Mixturile asfaltice sunt materiale de construc ții realizate din amestecuri
obținute pe baza unor dozaje judicios stabilite, din agregate naturale sau
artificiale și filer aglomerate cu bitu m printr-o tehnologie adecvat ă.
Se știe că din cauza repet ării încǎrcǎrilor, în straturile bituminoase se
inițiazǎ fisuri care se propag ǎ în strat o dat ǎ cu intensificarea traficului, ajungând
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
175în cele din urm ǎ la ruperea din oboseal ǎ a structurii rutiere. Degrad ǎrile
straturilor bituminoase ce rezult ă în urma repet ǎrii încǎrcǎrilor sunt foarte
importante, iar de precizia studierii și a determin ǎrilor din laborator depinde
minimizarea efectelor obos elii din timpul exploat ǎrii structurii rutiere flexibile
sau mixte.
Alcătuirea re țetei mixturii asfaltice trebuie astfel realizat ă încât să
răspundă cerințelor legate de performan ța stratului asfaltic la oboseal ă din
încărcările date de trafic. Utilizarea bitumu lui modificat cu aditivul Rediset în
mixtura asfaltic ă conduce la o îmbun ătățire a fiabilit ății și a durabilit ății
structurilor rutiere.
Datorită unor cerin țe mai stricte impuse pentru a proteja mediul, de a
reduce efectul de ser ă, a fost necesar s ă se propun ă soluții pentru un consum
redus de energie și a emisiilor de CO 2 generate de produc ția mixturii asfaltice la
cald. Este cunoscut faptul c ă pe parcursul preg ătirii și stabilirii mixturii asfaltice
se produc emisii care duc la o poluare a mediului. Astfel, în timp a fost
dezvoltată o tehnologie pentru a ob ține mixturi asfaltice la o temperatur ă de
amestecare mai mic ă numită “warm mix asphalt” (W MA) care nu reduce
lucrabilitatea și performan țele mixturii asfaltice. Metoda este folosit ă cu succes
în proiecte având în ultimii ani o cre ștere considerabil ă datorită beneficiilor
economice și de mediu.
Temperaturile de fabrica ție pentru amestecare și compactare sunt
prezentată în tabelul 1.
Tabelul 1. Temperaturi de lucru
Tipul mixturii asfaltice Temperatura de
lucru
“MASF16m” “MASF16m-
warm mix”
Bitumului 175 oC 150 oC
Agregatelor 180 oC 180 oC
La amestecare 180 oC 160 oC
La compactare 170 oC.. 175 oC 150 oC
Deoarece aceasta este o tehnologie relativ nou ă, încă este necesar a se
determina dac ă comportamentul mecanic și performan țele acestor amestecuri
sunt similare sau mai bune decâ t amestecurile de asfalt conven ționale utilizate în
prezent în asfaltarea drumurilor.
2. FENOMENUL DE OBOSEAL Ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
176 2.1. Noțiuni introductive
Oboseala este fenomenul de rupere sub efort repeta t sau fluctuant, având o
valoare maxim ă, în general mai mic ă decât rezisten ța la întindere a materialului.
Este interpretat ă ca un proces de cumulare treptat ă, urmat de propagarea
fisurilor, sub efectul înc ărcărilor repetate din cauza concentr ătorilor de tensiune.
Fisurile apar în primul rând din cauza defectelor preexistente în mixtur ă (goluri,
calitatea liantului). Propa garea se produce începând cu partea superioar ă a
fisurii, pornind de la aceste defecte.
Fisurarea din oboseal ă apare din înc ărcările date de trafic.
2.2. Rezisten ța la oboseal ă
Una din principalele propriet ăți ale mixturilor asfaltice care eviden țiază
performan țele straturilor bituminoase privind co mportarea acestora în exploatare
este rezisten ța la obosel ă.
Rezistența la oboseal ă a îmbrăcăminților bituminoase caracterizeaz ă
modul de comportare a acestora sub efectul înc ărcărilor repetate, la care sunt
supuse prin ac țiunea traficului.
Rezistenta la oboseal ă este definit ă prin num ărul de solicit ări N adm, pe care
le suportă mixtura asfaltic ă, înainte de a se rupe.
Determinarea rezisten ței la oboseal ă se efectueaz ă în laborator prin
supunerea epruvetelor la o deforma ție sinusoidal ă controlat ă sau la un efort
sinusoidal controlat, în anumite condi ții de temperaturi.
2.3. Încerc ări de laborator
Pentru a eviden ția performan ța mixturii asfaltice MASF16 cu adaos sau
nu de REDISET, s-au efectuat urm ătoarele teste:
-determinarea stabilit ății și fluajului Marshall pe epruvete cilindrice, în
conformitate cu SR EN 12697- 34, la temperatura de 65 oC
-încercarea la încovoiere în patru punc te pe epruvete prismatice, conform
SR EN 12697-26 Anexa B și SR EN 12697-24 Anexa D, la temperatura de 20
oC și diferite frecven țe de încercare, din care rezult ă rigiditatea mixturii asfaltice
și rezistența la oboseal ă.
În cazul încerc ării la încovoiere în patr u puncte, probele de form ă
dreptunghiular ă (grinzi prismatice) sunt fixate cu bride interioare și exterioare
amplasate simetric și sunt supuse unei încovoieri periodice în patru puncte, cu
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
177rotație și translație liberă la toate punctele de reac ție și încărcare. Încovoierea
trebuie realizat ă prin încărcarea celor dou ă puncte interioare de înc ărcare (bride
interioare), în direc ție vertical ă perpendicular pe axa longitudinal ă a grinzii.
Rezultă o deforma ție constant ă, între dou ă bride interioare. Înc ărcarea aplicat ă
este de form ă sinusoidal ă. În timpul încerc ării se măsoară în funcție de timp
încărcarea necesar ă pentru încovoierea probei, deflexiunea și defazajul între
aceste dou ă semnale.
Pentru definirea legii de oboseal ă a materialului probele trebuie încercate
la trei nivele ale înc ărcării aplicate.
fo rta
tim ptim pdepl asar e
def azaji ncar car ea apl i cat a
r eact i unea r eact i uneadef l exi unea
in to a rc e re la p o z itia in itia laB=50 m mH=50 mm
L
Figura 1. Încercarea de încovoier e în patru puncte
pe probe prismatice
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
178 Cerințe privind determinarea rigidit ății mixturii asfaltice conform
standardului SR EN 13108-20.
Tabelul 2. Cerin țe privind determinarea rigidit ății
Tipul
încercării Temperatura
(oC) Frecvența sau
timpul de încercare
4PB-PR 20 8 Hz
Cerințele pentru m ăsurarea rezisten ței la oboseal ă a mixturii asfaltice
conform standardului SR EN 13108-20:
Tabelul 3. Cerin țe pentru m ăsurarea rezisten ței la oboseal ă
Tipul
încercării Temperatura
(
oC) Frecvența sau timpul de
încercare (Hz)
4PB-PR 30 30
3. MATERIALE UTILIZATE, RE ȚETE, PROBE
3.1. Prezentarea re țetei
Proiectarea unei re țete optime de mixtur ă asfaltică presupune alegerea
unui amestec optim de agregate, filer și bitum pentru a ob ține o durabilitate cât
mai mare a mixturii asfaltice.
Bitumul folosit este un bitum OMV 25/55-65.
Agregatele folosite au fost cribluri (8/16 și 4/8), și nisip concasat (0/4) de
la cariera TURCOAIA.
Filerul folosit este filer Holcim, iar fibra este de tip TOP CEL.
Aditivul pentru mixturi calde, REDISET WMX-8017, care va permite
reducerea temperaturii de malaxare și așternere, prevenind totodat ă
dezanrobarea.
Aditivul organic utilizat este o cear ă (maro fulgi) adaugat ă în bitum care
se dizolv ă ușor atunci când bitum este cald, nefiind nevoie de echipamente
speciale de mixare.
Tabel 4. Rețeta mixturilor asfaltice
Tipul mixturii
“MASF16m” “MASF16m-
warm mix”
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
179Criblură 8/16, % 45 45
Criblură 4/8, % 25 25
Nisip de concasaj 0/4, % 13 13
Filer, % 11 11
Bitum, % 5,7 5,7
Fibră, % 0,3 0,3
Aditiv (Rediset)
(raportat la bitum), %
–
2
Probele au fost compactate în laborator, func ție de tipul de test. Astfel,
pentru testul Marshall au fost confec ționate probe cilindrice cu diametrul
∅=100 mm și h≈63mm, iar compactarea probelor a fost f ăcută cu 75 de lovituri
de ciocan.
Pentru 4PB-PR au fost confec ționate epruvete pris matice cu dimensiunea
L=400 mm, l=50 mm, h=50 mm, din pl ăci compactate în laborator la
compactorul cu rulou.
Figura 2 . Probe cilindrice și prismatice supuse încerc ării de oboseal ă
Condițiile de compactare pentru cilindru compactor:
Tabelul 5. Condițiile de compactare
Presiune aplicat ă,
bar Numărul de
treceri
P1 = 2.4 2
P2 = 2.6 25
P3 = 3.25 20
P4 = 6.75 15
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
180
4. REZULTATE OB ȚINUTE
În urma testelor de laborator, au rezultat urm ătoarele date experimentale,
prezentate sub form ă de tabele, dup ă cum urmeaz ă:
Rezultate ob ținute din testul Marshall :
Tabelul 6. Rezultate Marshall
Tipul mixturii asfaltice Caracteristici MASF16m MASF16m -warm mix
Stabilitatea Marshall, kN 9.8 10.6
Fluajul Marshall, mm 4.3 4.5
Coeficientul Marshall,
kN/mm
2.29
2.36
Rezultatele rigidit ății folosind 4PB-PR
Tabelul 7 . Rezultatele rigidit ății
Rigiditatea (MPa) Tipul
testului Temperatura
(oC)
Frecvența
(Hz)
MASF16m MASF16m-
“warm mix”
4PB-PR 20 8 9450 4990
Dreapta de oboseal ă pentru mixturi asfaltice ob ținută prin 4PB-PR, T =
30oC
ln εln N
MASF16m-warm mix MASF16m
Figura 3 . Drepte de oboseal ă
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
181Curba de oboseal ǎ pentru încercarea de încovoiere în patru puncte, 4PB-
PR are urm ǎtoarea ecua ție:
εln ln1 0A A N + = ( 1 )
Unde: N este durata de via țǎ pentru criteriul de rupere ales (num ǎrul de
cicluri);
e – amplitudinea deforma ției inițiale măsurată la cel de-al 100-lea
ciclu al înc ărcării,μe;
A 0 și A 1 – constante de material.
În tabelul 10 sunt prezentate constantele de material, precum și estimarea
deformației inițiale pentru criteriul rupe rii ales la care se a șteaptă o durată de
viață la oboseal ă de 106 cicluri pentru setul dat de condi ții de încercare ( e6).
Caracteristicile curbei de oboseal ă și estimarea e6 pentru încercarea 4PB-
PR, T=30oC
Tabel 8 . Caracteristicile curbei de oboseal ă
Tipul mixturii
asfaltice A0 A1 sau panta
“p” a curbei
de oboseal ǎ Coeficientul de
corelare al
regresiei R2 e6, me
MASF16m 75.117 -11.293 0.9937 227
MASF16m-
warm mix 49.986 -6.8977 0.9578 189
5. CONCLUZII
Calitatea materialelor folosite în cadrul unei mixturi asfaltice joac ă un rol
important în comportarea ulterioar ă în exploatare a mixturii, astfel încât trebuie
utilizate agregate cu rezisten țe mecanice mari, bitumu ri cu susceptibilitate
scăzută la variațiile de temperaturi, un procen t optim de filer pentru alc ătuirea
mixturii.
Verificarea st ării aparaturii de laborator, a respect ării condițiilor de lucru
(temperatur ă, confecționare, durat ă de condi ționare a probei) pot conduce, la
rezultate eronate privind carac teristicile mixturii asfaltice și la o estimare gre șită
a comport ării lor în exploatare.
Modul de confec ționare a probelor în laborator joac ă un rol important în
determinarea rigidit ății mixturii asfaltice.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
182 Pentru încercarea 4PB – PR imperfec țiunile geometrice la confec ționare
sunt frecvente (prin t ăiere se poate pierde pa ralelismul laturilor). Func ție de soft-
ul folosit, încerc ările pentru un spectru de frecven ță pot conduce la perioade
lungi de timp, încercarea pe rmite aplicarea de deforma ții specifice și eforturi
reversibile iar unghiul de defazaj și energia disipat ă pot fi calculate. În
conformitate cu SR EN 12697-26, nu este necesar ă determinarea în prealabil a
coeficientului lui Poisson;
Stabilitatea Marshall pentru mixtura asfaltic ă obținută cu adaos de
Rediset, prezint ă rezultate mai bune, fa ță de mixtura asfaltic ă obținută fără
adăugarea aditivului.
În schimb, fluajul Marshall prezint ă rezultate mai mici cu 4.65% dac ă în
compoziția mixturii asfaltice este ad ăugat aditivul organic Rediset.
Testul de rigiditate arat ă că tehnologia “Warm Mix Asfalt” prezint ă valori
mai mari pentru rigiditate, as tfel, rigiditatea se reduce cu:
– 45% la T =20oC pentru testul 4PB-PR.
Rezistența la oboseal ă măsurată prin e6, pentru mixtura asfaltic ă studiată
scade cu cca. 17% când este utilizat ă tehnologia “Warm Mix Asfalt”.
În concluzie, utilizarea aditivul ui Rediset în mixtura asfaltic ă conduce la
obținerea unor valori mai mici a rigidit ății, și a rezisten ței la oboseal ă,
comparativ cu mixtura asfaltic ă fără adaos de aditiv.
În schimb beneficiile asupra mediul ui sunt foarte importante datorit ă
reducerii temperaturii de lucru cu 20 oC. Astfel, câ știgul este dublu, atât pentru
mediu, cât și pentru mixtura asfaltic ă.
Un avantaj al utiliz ării tehnologiei “WMA” este reducerea consumului de
combustibil.
“WMA” produce emisii (vizibile și nevizibile) din arderea combustibililor
fosili într-o cantitate mai redus ă. Acest lucru ar permite sta țiilor de asfalt s ă fie
situate în și în jurul zonelor metropolita ne mari care au restric ții privind calitatea
aerului.
“WMA” emite cantit ăți mai mici de fum și miros în momentul asfalt ării.
Acest lucru ar determina, de asemenea și îmbunătățirea condi țiilor de munc ă.
Este posibil ă extinderea sezonului de asfaltare în lunile mai reci ale anului
sau în locuri situate la altitudi ni mari, deoarece aditivii utiliza ți în tehnologia
“WMA” ajut ă la procesul de compactare . Temperatura de compactare și
temperatura aerului înconjur ător este sc ăzută.
Aditivi utilizati in procesele “WMA” pot îmbun ătăți compactarea
amestecurilor rigide. Pot fi posibile de asemenea reduceri de temperatur ă.
Sesiunea Științifică Studen țească
“INGINERIA INFRASTRUCT URII TRANSPORTURILOR”
faza local ă
ediția a II-a
București, 9 Martie 2012
183BIBLIOGRAFIE
[1]. L. NICOAR Ă, Biltiu A., “Îmbrăcăminți rutiere moderne ”,
Editura Tehnic ă, București
[2]. L. NICOAR Ă, “Îndrumător pentru laboratoarele de drumuri ”,
Editura Inedit, 1998
[3]. CTIN. ROMANESCU, C. R ĂCĂNEL, “Reologia lian ților
bituminoși și a mixturilor asfaltice ”, Editura Matrix, 2003
[4]. C. RĂCĂNEL, A. BURLACU, C. SURLEA : “ Laboratory
Results Obtained on New Asphalt Mi xtures with Polymer Modified
Bitumen ", 2nd International Conference on Transport Infrastructures,
iCTi2010, 4-6 August, 2010 Saõ Paulo, Brazil
[5]. “A study on Warm-mix asphalt ", Illinois Center for
Transportation, June 2011
[6]. “Rediset™ WMX Improved performance at lower
temperature ", Akzo Nobel Asphalt Applications
[7]. SR EN 12697-1 Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru
mixturile asfaltice preparate la cald. Partea 1 : Con ținutul de bitum
solubil
[8]. SR EN 12697-24+A1 Mixturi asfa ltice – Metode de încercare
pentru mixture asfaltice pr eparate la cald. Rezisten ța la oboseal ă
[9]. SR EN 12697-34 Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru
mixturile asfaltice preparate la cal d. Partea 34: Încercarea Marshall
[10]. SR 174-1 2009 Lucr ări de drumuri. Imbr ăcăminți bituminoase
cilindrate executate la cald. Condi ții tehnice
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: și Materiale de Construc ție A.P.D.P. București SESIUNEA ȘTIINȚIFICĂ STUDEN ȚEASCĂ INGINERIA INFRASTRUCTURII TRANSPORTURILOR IIT 2012 faza local ă… [621393] (ID: 621393)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.